1 Universitatea „Politehnica” din Timişoara, Facultatea de Construcţii, Departamentul de Construcţii Metalice şi Mecanica Construcţiilor 2 Universitatea „Politehnica” din Timişoara, Facultatea de Arhitectură, Departamentul de Arhitectură

STUDIUL SOLUTIILOR DE APLICARE A OTELURILOR DE INALTA REZISTENTA IN STRUCTURA CLADIRILOR MULTIETAJATE

AMPLASATE IN ZONE SEIMICE CU RISC RIDICAT

Dan DUBINĂ1, Florea DINU1, Raul ZAHARIA1, Daniel GRECEA2, Viorel UNGUREANU1

Rezumat Oţelurile de înaltă rezistenţă (HSS) au o gama larga de întrebuinţare în industria

constructoare de maşini şi echipamente, aeronautică, automobile, etc. Utilizarea acestor oţeluri la realizarea de construcţii este destul de redusă, cele mai multe aplicaţii fiind în domeniul construcţiei de poduri, platforme marine, etc. În cadrul programului de cercetare aflat în curs de desfăşurare la Universitatea “Politehnica” din Timişoara, Departamentul CMMC, a fost studiată aplicarea oţelurilor de înaltă rezistenţă la structuri pentru clădiri multietajate amplasate în zone seismice. În lucrare sunt prezentate rezultatele studiilor numerice efectuate şi sunt evidenţiate avantajele folosirii otelurilor HSS

1. INTRODUCERE Utilizarea oţelurilor de înaltă performanţă (denumite HPS) la realizarea structurii de rezistenţă a construcţiilor reprezintă una dintre principalele direcţii de dezvoltare din domeniu şi constituie o provocare, deopotrivă pentru industria metalurgică, pentru fabricanţii de structuri, pentru cercetători şi proiectanţi. Extinderea utilizării acestor oţeluri, dinspre construcţia de maşini, aeronautică şi automobile către sectorul de construcţii este stimulată, în primul rând, de necesitatea de a creşte capacitatea de răspuns în condiţiile unor acţiuni extreme: cutremure puternice, vânturi puternice, temperaturi scăzute, foc şi forţe de impact care induc deformaţii cu viteze ridicate, etc. Problemele utilizării unor asemenea materiale în aplicaţii practice se referă, pe de o parte, la proprietăţile materialului de bază - rezistenţă, rezilienţă şi ductilitate, iar pe de altă parte la sudabilitate. O problemă aparte este comportarea la acţiuni repetate, numită oboseală în domeniul elastic sau cea în domeniul post-elastic numită oboseală plastică. Studiile au arătat (Galambos et al. 1997) că există numeroase avantaje în utilizarea oţelurilor de înaltă performanţă: - greutatea totală a structurii mai redusă, ceea ce conduce la economii la transport şi montaj

dar şi la mase inerţiale mai mici; - datorită limitei de curgere mai ridicate, structurile vor avea un răspuns elastic sub

acţiunea unor cutremure de intensitate medie; - prin creşterea rezistenţei, elementele pot fi realizate cu secţiuni mai reduse, cu avantaje

estetice evidente; - avantajele oţelurilor de înaltă rezistenţă au fost deja demonstrate în cazul structurilor

mixte oţel-beton utilizate la poduri.

Abstract High strength steels HSS have been available for many years, with many applications in machinery and automotive industries. There are many applications of HSS in bridge construction, but only a few in buildings. Application of HSS for steel building frames in seismic areas is studied in a research program at the “Politehnica” University of Timişoara. The paper presents the results of the numerical studies and some possible applications of HSS in steel buildings.

Folosirea acestor oţeluri poate însă să aducă şi unele dezavantaje, cum ar fi: - deoarece modulul de elasticitate nu se majorează cu creşterea limitei de curgere,

asigurarea cerinţelor de serviciu poate să devină dificilă (săgeţi la elementele orizontale, deplasări de nivel, vibraţii);

- datorită creşterii rezistenţelor elementelor şi folosirea unor elemente mai zvelte, problemele de stabilitate devin foarte importante;

- experienţa, deocamdată limitată, în ceea ce priveşte utilizarea oţelurilor de înaltă rezistenţă.

Sunt, de asemenea, şi alte probleme care pot să apară şi care nu sunt încă pe deplin rezolvate: - in general, aceste oţeluri au un raport între limita de curgere şi rezistenţa la întindere mai

mare decât oţelurile normale pentru construcţii; - limitele de zvelteţe pentru clasele de secţiuni (ex. clasa 1 de secţiuni) pot să conducă la o

folosire neeconomică; - ductilitatea redusă poate împiedica folosirea lor în zonele plastice potenţiale în care se pot

produce deformaţii plastice însemnate.

Din gama otelurilor de înaltă performanţă (High Performance Steel - HPS) fac parte mai multe tipuri de oteluri, cele mai des întâlnite fiind otelurile de înaltă rezistenţă, denumite HSS. Folosirea otelurilor HSS a cunoscut dezvoltare susţinută în ultimii ani, în special în SUA şi Japonia, dar şi în Europa. Oţelurile de înaltă rezistenţă HSS, cu proprietăţi de ductilitate şi sudabilitate care să satisfacă cerinţele corespunzătoare aplicaţiilor la structuri pentru construcţii, au limita de curgere (fy) în domeniul valorilor de 460-690N/mm2, cu alungiri la rupere de 15-20%. Aceste oţeluri, tratate termic, sunt de regulă oţeluri slab aliate cu un conţinut de carbon variind între 0.06% şi 0.1%, fără a depăşi 0.2%. Conţinutul de crom se limitează la 0.7%. Se mai utilizează ca elemente de aliere, în procente mici, magneziu, molibden, vanadiu, colombiu, cupru, nichel. În aceste oţeluri, conţinutul de sulf şi fosfor nu depăşeşte 0.01% şi respectiv 0.015%. Rezilienţa Charpy la 5C trebuie să fie de minim 27J (Bjorhovde, 2004). În Tabel 1 se prezintă câteva din oţelurile de înaltă rezistenţă utilizate în structuri de construcţii, cu valorile minime ale proprietăţilor caracteristice.

Tabel 1: Proprietăţile caracteristice ale oţelurilor de înaltă rezistenţă (după Chan şi Badu)

Marca Sursa Limita de curgere, fy

(N/mm2)

Rezistenţa la rupere, fu (N/mm2)

Alungirea la rupere

Bisplate 60

Australia 500 590-730 20%

70 600 690-830 20% 80 690 790-930 18%

HT690 70 Japonia

590 690 ---- HT780 80 685 780 ----

ROT 601

UK (CORUS) 620 690-850 ----

701 690 790-930 ---- HPS 485W USA 485 - ---- A514 USA 620-690 690-895 16-18% S460 Europe

(Arcelor) 430-460 530-720 17%

HISTAR 460 450-460 550-720 17% În Figura 1 se prezintă curba experimentală - pentru un oţel australian de marca 690 (Rasmussen, 2005). Pentru acest oţel se remarcă diferenţa mică între limita de curgere şi rezistenţa rupere, respectiv ductilitatea scăzută (8%). Faţă de oţelurile carbon utilizate în construcţii S235 (OL37), S275 (OL44) şi S355 (OL52), ductilitatea scade cu cca. 30%.

Ductilitatea redusă este de natură să ridice probleme la utilizarea acestor oţeluri la structuri amplasate in zone seismice. Tratamentele termomecanice (AFPC/OTUA), aplicate pe linia de laminare (călire şi revenire) pot însă îmbunătăţi substanţial ductilitatea.

Figura 1: Curbe caracteristice efort unitar - deformaţie specifica pentru oţel marca 690, călit şi revenit (Rasmussen, 2005)

Oţeluri de înaltă performanţă pot fi şi cele cu limita de curgere redusă şi capacitate de deformaţie plastică mare. În Japonia sunt în curs de desfăşurare studii şi există aplicaţii pilot vizând combinarea în aceiaşi structură a oţelurilor de înaltă rezistenţă, în componentele structurale care sunt destinate să lucreze preponderent în domeniul elastic, cu oţeluri cu limita de curgere redusă în elementele structurale disipative (Takanashi et al, 2005). Ideea folosirii unor oţeluri cu limite de curgere diferite pentru elementele disipative şi nedisipative a fost aplicată şi la proiectarea clădirii TCI din Bucureşti (Dubina et al, 2006). Structura de rezistenta a clădirii are o alcătuire duală, îmbinând cadre necontravântuite cu cadre contravântuite centric. Contravântuirile au fost alcătuite ca elemente disipative şi au fost realizate dintr-un oţel S235, restul structurii fiind alcătuit dintr-un oţel cu limita de curgere mai ridicata S355 (Figura 2).

Figura 2: Clădirea TCI amplasata în Bucureşti

Recent au fost introduse în SUA aşa-numitele Advanced High-Strength Steels (AHSS) şi Ultra-High Strength High Toughness Steels, cu rezistenţa la rupere fu>1000N/mm2, destinate construcţiei de automobile, sub forma de table subţiri. De aici şi până la profilele din pereţi subţiri formate la rece pentru construcţii distanţa nu este mare. De altfel, în Australia se foloseşte curent oţelul G550 (fy=550 N/mm2) pentru a produce profile cu secţiuni C şi U, cu grosimi de 0.4-0.9 mm, care se folosesc la construcţia de case cu structură metalică (Rasmussen, 2005). În Europa se produc profile laminate la cald, IPE, HEA, HEB, HEM din S460. HISTAR 460, produs de firma ARBED, se caracterizează printr-o foarte bună energie de rupere la temperaturi scăzute (Kv=45J la 0C şi 40J la -20C). Se produc totodată ţevi pentru construcţii din S420 şi S460. În România nu se produc oţeluri de înaltă rezistenţă pentru construcţii. Se produc însă oţeluri cu rezistenţa ridicată pentru alte tipuri de aplicaţii (construcţii de maşini, vase de presiune, etc.). Oţelurile cu performanţă ridicată sunt cerute pentru aplicaţii în structuri de rezistenţă ale construcţiilor cu dimensiuni şi încărcări mari - clădiri multietajate, poduri, platforme marine, etc. - supuse la acţiuni severe - cutremure cu intensitate mare, vânturi puternice, explozii, încărcări utile mari, forţe de impact, etc. Laminatele utilizate în structurile unor asemenea construcţii au grosimi apreciabile, trebuie să posede rezistenţe mecanice ridicate, tenacitate, rezistenţă la oboseală, rezistenţă la coroziune, sudabilitate. Aceste oţeluri sunt cunoscute şi ca "oţeluri termomecanice" (AFPC/OTUA). În ceea ce priveşte proprietăţile cerute pentru clădiri multietajate şi poduri, acestea pot fi sintetizate după cum urmează (Fukumoto, 1996): - rezistenţe ridicate cu un raport redus între limita de curgere şi rezistenţa la rupere (LYR:

Low Yield to tensile strength Ratio), asociat cu alungiri la rupere mari (>15%), pentru a permite deformaţii postelastice în cazul structurilor solicitate la acţiuni seismice;

- variaţie redusă a limitei de curgere pentru a se asigura istoria apariţiei articulaţiilor plastice prevăzute prin analiza pushover şi time-history care au stat la baza proiectării, respectiv un nivel relativ constant al valorii tensiunilor de curgere ( = fy) în elemente structurale cu grosimi medii şi mari;

- oţeluri cu limita de curgere scăzută, mai mică decât oţelurile carbon obişnuite, respectiv mai mică decât oţelurile de înaltă rezistenţă, cu care se pot combina formând structuri hibride sau structuri cu alcătuire duală;

- un modul de elasticitate mai ridicat decât al oţelurilor normale (dovedit experimental) menit să conducă la creşterea rigidităţii şi reducerea deformaţiilor - rezistenţe sporite la pierderea stabilităţii şi limitarea efectelor de ordinul II.

În construcţia de poduri, grinzile hibride, cu tălpi din oţel de înaltă rezistenţă şi inima din oţel cu rezistenţă mai redusă şi-au dovedit deja eficienţa, nu numai din punct de vedere al performanţelor tehnice, dar şi din punct de vedere economic (Johansson şi Coilin 1999). Aceste grinzi pot fi utilizate cu succes atât la poduri cat şi pentru alte construcţii cu deschideri mari. De asemenea, se pot realiza grinzi cu zăbrele din ţevi sau profile cu tălpi din HSS şi diagonalele şi montanţii din oţel carbon obişnuit. În structurile pentru clădiri multietajate se întrevăd mai multe variante de alcătuire bazate pe utilizarea HPS şi /sau HSS: - pentru înălţimi mari (> 11 etaje), cadre duale care combină deschideri MR (moment-

resisting) necontravântuite cu deschideri contravântuite cu contravântuiri disipative sau cu panouri realizate din oţel cu limita de curgere redusă; există aplicaţii pilot realizate în Japonia (Takanashi et al, 2005);

- pentru înălţimi medii (< 11 etaje), cadre MR, cu stâlpi cu secţiune mixtă oţel (HSS) şi beton, parţial înglobaţi în beton, cu disipare controlată prin intermediul grinzilor cu secţiune redusă (dog-bone RBS) şi/sau panourile de inimă a stâlpilor.

În Europa, aplicaţiile HSS la construcţia de clădiri sunt destul de puţine, comparativ cu SUA

şi Japonia. In plus, aceste aplicaţii nu cuprind clădiri in zone seismice: - Turnul Mapre din Barcelona, cu 42 de etaje şi 150m, unde s-au folosit stâlpi H din

S460M, rezultând o reducere de greutate de 24% comparativ cu soluţia S355; - Turnul Europa de la Madrid, care are o înclinaţie de 14, la care toate elementele

structurale sunt din S460M; - Turnul Pleiade de la Bruxelles, cu stâlpi din S460N, cu o economie de 20% faţă de soluţia

cu S355J0; - Centrul de conferinţe "Espace Leopold" din cadrul complexului Parlamentului European

din Bruxelles, la care stâlpii sunt din S420M, iar grinzile din S355; - Centrul Sony din Berlin, având acoperişul reticulat realizat din oţel S460 şi S690.

În cazul clădirilor cu structura metalică amplasate în zone seismice, elementele şi îmbinările sunt proiectate să satisfacă atât cerinţele de rezistenţă şi rigiditate cât şi cele de ductilitate, prin luarea în considerare a capacităţii de deformare plastică a zonelor plastice. Acest lucru face ca, prin proiectare, să se accepte un anumit nivel de avariere al elementelor, ceea ce se traduce de cele mai multe ori prin deformaţii plastice remanente. Dacă nivelul deformaţiilor plastice remanente depăşeşte o anumita valoare, clădirea nu mai poate fi utilizata şi trebuie demolată. Aceste zone plastice potenţiale sunt dirijate în anumite elemente (ex. grinzile cadrelor necontravântuite), în funcţie de consecinţele asupra siguranţei şi stabilităţii construcţiei, în timp ce altele trebuie să rămână în domeniul de comportare elastică (ex. stâlpii cadrelor necontravântuite). De altfel, normele actuale de calcul seismic (P100/2006, EN1998, AISC2005) conţin cerinţe deosebite referitoare la suprarezistenţa minimă a stâlpilor, necesară pentru a se asigura o comportare elastică. Această suprarezistenţa poate fi asigurată prin mărirea secţiunii sau prin creşterea limitei de curgere, adică prin folosirea unui oţel HSS.

2. CERCETĂRI EUROPENE ÎN DOMENIUL OŢELURILOR DE ÎNALTĂ REZISTENŢĂ Folosirea oţelurilor HSS a cunoscut şi în Europa o dezvoltare continuă în ultimii ani. Într-un raport întocmit de Sedlacek & Mueller (2005) şi prezentat în cadrul Convenţiei Europene de Construcţii Metalice ECCS, se arată că oţelurile moderne de înaltă rezistenţă şi ultra înaltă rezistenţă au, pe lângă rezistenţe ridicate şi rezilienţe şi sudabilitate foarte bune. De aceea, o parte dintre aceste oţeluri (S460) au fost deja incluse în norma europeană EN1993 - Partea 1-1 iar altele urmează să fie introduse în capitolul dedicat prevederilor adiţionale pentru calculul elementelor din oţel cu limita de curgere de până la 700N/mm2 (EN1993 - Partea 1-12). Acest lucru va conduce la creşterea utilizării acestora la realizarea clădirilor multietajate. Cercetările desfăşurate în ultimii în ani în Europa au cuprins atât studii pe materialul de bază cât şi studii pe subansamble şi îmbinări şi au vizat în special posibilitatea folosirii prevederilor din normele actuale la calculul elementelor şi îmbinărilor realizate din oţeluri HSS. În cadrul cercetărilor intreprinse de o echipa comună de la Universităţile din Delft (Olanda) si Coimbra (Portugalia) (Girao Coelho et al. 2004(a), 2004(b), Girao & Bijlaard, 2006(a), 2006(b)), s-a studiat experimental şi numeric comportarea îmbinărilor cu şuruburi şi placă de capăt pentru elemente realizate din HSS. Studiul a vizat în special problema deformabilităţii şi a ductilităţii componentelor îmbinării. Rezultatele cercetărilor au arătat că folosirea prevederilor de calcul din norma EN1993-1-8 conduce la valori suficient de precise ale capacităţii portante dar şi la o supraestimare a rigidităţii iniţiale. La Universitatea din Ljubljana (Moze et al. 2005), studiile experimentale au vizat în special modul de cedare al îmbinărilor cu şuruburi ale elementelor realizate din HSS. Pe baza rezultatelor obţinute, s-au corectat valorile rezistenţelor de calcul la presiune pe gaură din EN1993-1-12. La Universitatea din Coimbra este în curs de desfăşurare un amplu program experimental

care urmăreşte comportarea nodurilor sudate grindă-stâlp ale cadrelor necontravântuite realizate din oţel S690 (Jordao et al. 2006). Pe baza rezultatelor cercetării, se vor verifica posibilităţile şi condiţiile de aplicare ale prevederilor din EN1993-1-8 la calculul acestor noduri. În cadrul Universităţii “Politehnica” din Timişoara, Departamentul de Construcţii Metalice şi Mecanica Construcţiilor a demarat la sfârşitul anului 2005 un program de cercetare ce are ca scop utilizarea otelurilor HSS la clădiri metalice în zone seismice. Program este finanţat de Ministerul Educaţiei si Cercetării si se va finaliza în 2008. În continuare se prezintă rezultatele obţinute până în prezent şi cercetările care urmează să se desfăşoare în continuare. 3. COMPORTAREA CADRELOR DIN OŢELURI DE ÎNALTĂ REZISTENŢĂ AMPLASATE ÎN ZONE SEISMICE Pentru realizarea clădirilor metalice multietajate, se folosesc diferite sisteme constructive, care diferă în principal prin sistemul folosit la preluarea încărcării seismice: - cadre necontravântuite (MRF); - cadre contravântuite centric (CBF); - cadre contravântuite excentric (EBF); - cadre necontravântuite combinate cu cadre contravântuite (structuri duale).

Aceste sisteme structurale disipează o parte din energia seismică indusă în structură prin deformaţii plastice în anumite elemente, denumite disipative (ex. grinzi la MRF, contravântuiri la CBF, link-uri la EBF). Celelalte elemente trebuie să aibă un răspuns elastic, deoarece ar putea pune în pericol stabilitatea şi siguranţa clădirii (ex. stâlpi, îmbinările elementelor disipative). Pentru a se evita formarea articulaţiilor plastice în elementele nedisipative, acestea trebuie să posede suficientă suprarezistenţă. În normele seismice actuale (P100/2006, EN1998, AISC2005) această suprarezistenţă se obţine prin majorarea eforturilor de calcul din stâlpi cu valoarea 1,1γov , în care coeficientul 1,1 ţine seama de ecruisarea materialului, γov este un factor care ia în considerare posibilitatea ca în elementele să aibă o limită de curgere reală mai mare decât cea luată în calcul, iar reprezintă rezerva de rezistenţă din elementele disipative adiacente. Această majorare a eforturilor de calcul în elementele nedisipative poate fi însă dificil de aplicat, în special în cazul în care rezultă valori mari ale factorului . În acest caz, soluţia constă fie în folosirea unui oţel cu limita de curgere mai redusă în elementele disipative (ceea ce conduce la scăderea valorii factorului ) fie la creşterea rezistenţei elementelor nedisipative. Această creştere poate fi făcută prin mărirea secţiunii sau prin utilizarea unui oţel cu limita de curgere mai ridicată, adică folosirea unui oţel HSS. Soluţia măririi secţiunilor elementelor nedisipative (ex. stâlpi) este eficientă în special în cazul structurilor în cadre necontravântuite (MRF), deoarece acest lucru asigură şi o creştere a rigidităţii laterale. În schimb, în cazul structurilor contravântuite (CBF, EBF), la care rigiditatea laterală este mult mai mare, utilizarea unui oţel cu limita de curgere mai ridicată (HSS) poate fi mai economică (Takanashi et al, 2005). În continuare se prezintă studiile numerice desfăşurate în cadrul programului de cercetare şi concluziile privind oportunitatea folosirii oţelurilor HSS la clădiri multietajate în zone seismice.

4. STUDIUL PERFORMANŢELOR SEISMICE ALE CADRELOR METALICE REALIZATE DIN OŢELURI HSS 4.1 Calculul şi alcătuirea cadrelor studiate

Au fost proiectate şi studiate următoarele tipuri de cadre (Figura 3): - cadre necontravântuite cu 5 şi 11 etaje (MRF5, MRF11); - cadre duale obţinute din cadre necontravântuite şi cadre contravântuite centric, având 8 şi

15 etaje (CBF8, CBF15); - cadre duale obţinute din cadre necontravântuite şi cadre contravântuite excentric, având 8

şi 15 etaje (EBF8, EBF15).

Au fost folosite trei tipuri de otel: S235, S355 şi S460. Îmbinările dintre elemente au fost considerate rigide si de rezistenţă completă.

a) b) c)

d) e) f) Figura 3: Caracteristicile geometrice ale cadrelor

Calculul structurilor in gruparea fundamentala s-a făcut la acţiunea următoarelor încărcări: - permanenta (P): etaje curente 4 kN/m2, terasa 3.5kN/m2, - utila (L): etaje curente 2 kN/m2, terasa 1.5kN/m2.

Calculul seismic al cadrelor s-a făcut în conformitate cu normativul (P100/2006), pe baza unei analize spectrale elastice. Spectrul de calcul este cel corespunzător Bucureştiului şi este caracterizat de o acceleraţie seismica ag=0.24g şi o perioada de colt Tc =1.6 secunde. Pentru structurile necontravântuite MRF şi cele duale alcătuite din cadre necontravântuite şi cadre contravântuite excentric EBF, s-a utilizat un factor de comportare q egal cu 6, iar pentru cele duale alcătuite din cadre necontravântuite şi cadre contravântuite centric CBF s-a utilizat un factor de comportare q egal cu 4.8. Combinaţiile de încărcări s-au realizat în conformitate cu prevederile din codul de proiectare CR 0-2005: - ULS: gruparea fundamentală: 1.35 P + 1.5 L; gruparea specială: P + 0.4L + S; - SLS: gruparea fundamentală: P + L; gruparea specială: P + 0.4L + S.

La proiectarea cadrelor s-a luat în considerare şi respectarea condiţiei de deplasare sub acţiuni seismice, valoarea limita a deplasării relative de nivel luata în calcul fiind egală cu 0.008h, în care h este înălţimea de nivel. Deoarece la proiectarea cadrelor necontravântuite criteriul de limitare a degradărilor (asociat SLS) a fost mai sever decât cel de evitare a colapsului (ULS), cadrele au fost realizate din oţel S235. Pentru cadrele duale EBF şi CBF s-au folosit oţeluri cu diferite limite de curgere, rezultând structuri cu alcătuire mixtă. În Tabelul 2 sunt prezentate calităţile oţelurilor folosite la cadrele studiate şi valorile factorilor folosiţi la dimensionarea elementelor nedisipative.

Tabel 2: Calităţile oţelurilor folosite şi valorile factorilor de multiplicare

Tip cadru

Elemente disipative Elemente nedisipative nr. etaje min

MRF grinzi S235 stâlpi S235 5 1.36 11 1.03

CBF contravântuiri CBF

S235 stâlpi nivele inferioare CBF

S355, S460

8 15

1.57 1.5

grinzi MRF S235 alţi stâlpi S235 EBF link-uri S235 stâlpi nivele

inferioare EBF grinzi in EBF

S460 S460

8 15

1.96 1.45

grinzi MRF S235 alţi stâlpi S235 Deoarece la proiectarea cadrelor necontravântuite criteriul de limitare a degradărilor (asociat SLS) a fost mai sever decât cel de evitare a colapsului (ULS), cadrele au fost realizate din oţel S235. Pentru cadrele duale EBF şi CBF s-au folosit oţeluri cu diferite limite de curgere, rezultând structuri cu alcătuire mixtă. În Tabelul 2 sunt prezentate calităţile oţelurilor folosite la cadrele studiate şi valorile factorilor folosiţi la dimensionarea elementelor nedisipative.

4.2 Calculul neliniar al structurilor Pentru evaluarea răspunsului structurilor în domeniul inelastic, s-a utilizat atât un calcul static neliniar, folosind metoda N2 cât şi un calcul dinamic neliniar, folosind accelerograme înregistrate. Metoda N2 a fost dezvoltata la Universitatea din Ljubljana de către Fajfar (Fajfar, 2000) şi poate fi utilizată pentru verificarea performanţelor seismice ale construcţiilor proiectate prin metode curente de proiectare (ex. prin analiza spectrală). Metoda combină analiza statică neliniară (push-over) a unui sistem cu mai multe grade de libertate MDOF cu o analiză bazată pe spectrul de răspuns al unui sistem cu un grad de libertate SDOF. Analiza statică neliniară s-a realizat cu ajutorul programului Etabs, vers. 9. În calcul s-a folosit o distribuţie pe verticală a forţelor laterale rezultată din analiza modală pentru modul predominant de vibraţie, normalizată astfel încât valoarea încărcării la vârf să fie egală cu unitatea. Cerinţele de deplasare ale sistemului SDOF echivalent, pentru starea limită ultimă (ULS), se obţin din spectrul de calcul din normativul P100/2006 pentru zona Bucureşti (acceleraţia terenului egală cu 0.24g). În conformitate cu metoda N2, cerinţa de deplasare este exprimată prin spectrul de deplasare al răspunsului seismic, determinat pentru sistemul echivalent cu un grad de libertate iar răspunsul structurii printr-o curba forţa-deplasare determinata pentru sistemul real MDOF. Această curbă stabilită pentru structura reală se converteşte apoi într-o relaţie forţă – deplasare pentru sistemul echivalent cu un grad de libertate pentru ca parametrii acesteia să poată fi puşi în relaţie directă cu spectrele răspunsului seismic, construite pentru sisteme SDOF. Performanţa sistemului echivalent SDOF este marcată prin intersecţia dintre spectrul de deplasare şi curba forţă – deplasare, Sd (vezi Figura 3). După determinarea cerinţelor de deplasare ale sistemului SDOF, acestea se convertesc în cerinţele de deplasare Dt ale structurii reale (Tabelul 3).

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60

Sd, m

Sa,

g

=1 (elastic)

Say

Sae

Sde

Figura 3: Determinarea performanţelor structurii (MRF5)

Tabel 3: Deplasarea ţintă Dt, pentru sistemul MDOF Structura MRF10 MRF5 EBF15 EBF8 CBF15 CBF8 Dt, [m] 0.752 0.414 0.786 0.412 0.676 0.337

Corespunzător acestei deplasări ţintă Dt, se determină mecanismul de cedare, eforturile în elemente, deplasările relative de nivel şi se verifică dacă sunt îndeplinite condiţiile pentru starea limită considerată. În Figura 4 se prezintă curbele forţă tăietoare de baza – deplasare la vârf şi distribuţia articulaţiilor plastice în structurilor analizate, până la atingerea deplasării ţinta Dt.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20

Top displacement, m

Ba

se s

hea

r fo

rce

, K

NMRF 10MRF 5EBF 15EBF 8CBF 15CBF 8

target point

a) b) Figura 4: Rezultatele obţinute cu metoda N2: a) curba forţa tăietoare de baza – deplasarea la

vârf; b) distribuţia articulaţiilor plastice la atingerea deplasării ţintă Dt Rezultatele prezentate în Figura 4 arată că atât structurile necontravântuite MRF cât şi cele duale contravântuite excentric EBF au o comportare ductilă şi stabilă şi prezintă o anumita rezervă faţa de atingerea colapsului. De asemenea, se poate observa că suprarezistenţa folosită la calculul elementelor nedisipative asigură o comportarea elastică a acestora. Aceste observaţii nu sunt însă valabile pentru structurile duale contravântuite centric CBF, la care s-a observat o comportare fragilă, iar cerinţa de deplasare nu a fost respectată. În cazul structurii cu 8 etaje, acest lucru se datorează cedării stâlpilor realizaţi din oţel S235 datorită formării unor articulaţii plastice. Acest lucru arată că cerinţele de suprarezistenţă folosite la dimensionarea acestora nu garantează o comportare elastică.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20

Top displacement, m

Ba

se s

hea

r fo

rce

, K

N

CBF 15CBF 8CBF 15*CBF 8*

target point

Figura 5: Comportarea structurilor contravântuite centric după reproiectare CBF 15*, CBF 8* - structurile reproiectate

MRF5 EBF8 CBF8 MRF10 EBF15 CBF15

CBF15* CBF8*

Pentru structura cu 15 etaje, comportarea fragila se datorează cedării premature a contravântuirilor de la partea superioara. Pentru îmbunătăţirea performanţelor seismice, cele doua structuri au fost reproiectate. În cazul structurii cu 8 etaje, stâlpii de la partea superioară din zona contravântuită au fost întăriţi prin schimbarea oţelului din S355 în S460. În cazul structurii cu 15 etaje, au fost întărite contravântuirile de la partea superioara prin mărirea secţiunilor acestora. Rezultatele prezentate în Figura 5 arată că, după reproiectare, cele două structuri au o comportare îmbunătăţita şi verifică condiţiile pentru starea limită ultimă, iar apariţia articulaţiilor plastice în stâlpi este evitată. Pentru analiza dinamică neliniară s-a folosit înregistrarea mişcării seismice Vrancea 1977: Vrancea, 4 martie 1977, INCERC Bucureşti, componenta N-S. În Error! Reference source not found. este prezentată accelerograma şi spectrul de răspuns al acceleraţiei. Analiza dinamică neliniară s-a realizat cu programul ETABS, versiunea 9. Comportarea inelastică a materialului a fost modelată prin articulaţii plastice introduse în secţiunile plastice potenţiale ale elementelor.

0 5 10 15 20 25-2

-1

0

1

2

-1.95

timp, s

acce

lera

tie,

m/s

2

Vrancea, 04.03.1977, INCERC (B), NS

(a) (b)

Figura 6: Accelerograma (a) şi spectrul de răspuns al acceleraţiei (b) pentru înregistrarea seismică Vrancea, 4 martie 1977, INCERC Bucureşti, componenta N-S

Nivelul forţelor seismice folosite la proiectarea structurilor corespunde unui cutremur cu intervalul mediu de recurenţă de referinţă IMR = 100 ani. Nivelul de deformare structurală din apropierea prăbuşirii se asociază de regulă cu un cutremur mai rar având de regula un interval mediu de recurenţă de referinţă IMR = 475 ani (P100/2006). De aceea, în studiul efectuat accelerograma a fost scalată la două nivele ale acceleraţiei. Primul nivel corespunde acceleraţiei orizontale a terenului folosită la proiectarea structurii ag=0.24g (IMR=100 ani). Al doilea nivel corespunde unei acceleraţii ag=0.35g şi se asociază unui cutremur având IMR = 475 ani. Analiza dinamică neliniară a confirmat rezultatele obţinute cu metoda N2 şi anume o comportare bună a structurilor necontravântuite MRF şi a celor contravântuite excentric EBF. Mecanismul plastic a evidenţiat formarea articulaţiilor plastice doar în elementele disipative. În cazul structurilor contravântuite centric CBF, au fost înregistrate articulaţii plastice şi în elementele nedisipative (stâlpii intermediari din zona contravântuită). Pentru îmbunătăţirea răspunsului seismic acestea au fost reproiectate (CBF8 şi CBF15), prin folosirea unui oţel S460 în locul oţelului S355 ceea ce a asigurat o comportare elastică a stâlpilor. Acest lucru confirmă faptul că, în cazul structurilor la care cerinţele de rezistenţă impuse secţiunilor elementelor nedisipative sunt mari (structuri CBF), utilizarea unui oţel de înaltă rezistenţă conduce la performanţe seismice superioare. În cazul structurilor necontravântuite cu un nivel mediu de înălţime, proiectarea se face de regulă din condiţia de rigiditate astfel că folosirea unui oţel HSS nu aduce beneficii. Pentru un nivel al acceleraţie ag=0.35g, analiza dinamică neliniară a evidenţiat formarea articulaţiilor plastice în stâlpii de la nivelele intermediare

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0 1 2 3 4 5

T [sec]

Se,(

g)

P100-2004Vrancea 1977, N-S

(Figura 7), astfel ca suprarezistenţa de proiectare nu mai asigură comportarea elastică. Acest lucru face ca cerinţele de prevenire a colapsului asociate cu un cutremur mai rar (IMR = 475 ani) să nu mai fie satisfăcute. De aceea, şi în cazul structurilor necontravântuite, folosirea unui oţel de înaltă rezistenţă poate conduce la obţinerea unor performanţe seismice superioare. Rezultatele preliminare arată că este posibil ca la deschideri mai mari ale cadrelor şi pentru un număr mediu de etaje, condiţia de limitare a deplasărilor să nu fie hotărâtoare în proiectare astfel ca soluţia cu stâlpi din oţel HSS să fie benefică pentru cadrele MRF, atât din punct de vedere al siguranţei cât şi din punct de vedere al costurilor.

a) b)

Figura 7: Distribuţia articulaţiilor plastice in structura necontravântuită MRF5: a) ag=0.24g; b) ag=0.35g

5. CONCLUZII

Utilizarea oţelurilor de înaltă rezistenţă cu limita de curgere cuprinsă între 420 şi 690MPa la construcţia de clădiri a cunoscut o dezvoltare continuă (IABSE, 2005). Aceste oţeluri prezintă o sudabilitate şi o rezilienţă foarte bune. În cadrul programului de cercetare aflat în curs de desfăşurare la Universitatea “Politehnica” din Timişoara, Departamentul de Construcţii Metalice şi Mecanica Construcţiilor, a fost studiată aplicarea oţelurilor de înaltă rezistenţă la structuri pentru clădiri multietajate amplasate în zone cu risc seismic mediu şi ridicat. Studiile efectuate au arătat că aceste oţeluri pot fi folosite şi la clădiri situate în zone seismice, în special dacă sunt combinate cu oţelurile normale de construcţii, rezultând astfel o structură mixtă. Rezistenţa ridicată a acestor oţeluri le recomandă în special pentru realizarea elementelor nedisipative, pentru care normele de calcul seismic impun asigurarea unei suprarezistenţe suficiente pentru a evita formarea articulaţiilor plastice în aceste elemente. Analizele neliniare efectuate au arătat că suprarezistenţa cerută de normele seismice pentru elementele nedisipative nu le asigură întotdeauna o comportare elastică, fiind necesară întărirea acestora. Folosirea unui oţel HSS poate asigura acestor elemente o rezistenţă suficientă pentru a garanta o comportare elastică. De asemenea, au fost subliniate beneficii şi în cazul folosirii oţelurilor HSS la structuri necontravântuite, prin îmbunătăţirea performanţelor seismice în stadiul asociat prevenirii colapsului. BIBLIOGRAFIE

1. AFPC/OTUA 1997. Office technique pour l'utilisation de l'acier: les aciers thermomecaniques – une nouvelle generation d'aciers a haute performances.

2. AISC 341-05, 2005. Seismic provisions for structural steel buildings. American Institute for Steel Construction, 2005.

3. Bjorhovde, R. 2004. Development and use of high-performance steel, Journal of Constructional Steel Research: No. 60: 393-400.

4. Chan, W.T. & Badu, S.K. 2005. Use of high-strength structural steel in Hong-Kong. Proc.

of the 4th Int. Conf. of Advances in Steel Structures: Shanghai, 13-15 June 2005. Late Papers Volume: 25-36.

5. Dubina, D., Dinu, F., Stratan, A., Ciutina A., 2006. Analysis and design considerations regarding the project of Bucharest Tower International Steel Structure. ICMS 2006 “Steel a new and traditional material for building, Brasov, Romania, 2006.

6. EN1993-1-1 Eurocode 3 Design of Steel Structures. Part 1-1: General rules and rules for buildings, CEN, Brussels, 2003.

7. EN1993-1-8 Eurocode 3 Design of Steel Structures. Part 1-8: Design of joints, CEN, Brussels, 2003.

8. EN1993-1-12 Eurocode 3 Design of Steel Structures. Part 1-12: Additional rules for the extension of EN1993 up to steel grades S700, CEN, Brussels, 2005.

9. Fajfar, P. A non linear analysis method for performance based seismic design, Earthquake Spectra, vol.16, no. 3, pp. 573-592, August 2000.

10. Fukumoto, Y. 1996. New constructional steels and structural stability, Engineering Structures: Vol. 18, No. 10: 786-791.

11. Galambos, T.V. Hajjar, J.F. Earls, C.J. & Gross, J.L. 1997. Required Properties of High-Performance Steels. National Institute of Standards and Technology. May 1997.

12. Girao Coelho, A.M. Bijlaard, F.S.K. & Gresnigt, N. 2004. Simoes da Silva L. Experimental assesment of the behaviour of bolted T-stub connections made up of welded plates. Journal of Constructional Steel Research Vol. 60, 269-311.

13. Girao Coelho, A.M. Bijlaard, F.S.K. & Simoes da Silva, L. 2004. Experimental assesment of the ductility of extended end plate connections. Engineering Structures 26, 1185-1206.

14. Girao Coelho, A.M. & Bijlaard, F.S.K. 2006. Experimental behaviour of high strength steel moment connections Part I: S690 end plates. TU Delft Internal Report. Document ECCS-TC10-06-593. Porto, March 2006.

15. Girao Coelho, & A.M. Bijlaard, F.S.K. 2006. Experimental study of high strength steel web shear panels, Document ECCS-TC10-06-596, Porto, March 2006.

16. Gresnight, A.H. & Steenhuis, C.M. 1997. High-strength steels. Progress in structural engineering and materials. Vol. 1 (1): 31-41.

17. IABSE, 2005. Use and application of high performance steels for steel structures. Chapter 5: High performance steels in Europe. IABSE Structural Documents, No. 8, International Association for Bridge and Structural Engineering, Zurich, Switzerland, 2005

18. Johansson, B. & Coilin, P. 1999. High-strength steel - the construction material of the future. ECCS TC10 report WG5-129.

19. Jordao, S. Simoes da Silva, L. & Simoes R. 2006. Behaviour of Steel Welded Joints in Internal Node with beams of unequal heights. Document ECCS-TC10-06-598, Porto, March 2006.

20. Moze, P. Beg, D. & Lopatic, J. 2005. Bolted Connections made of High Strength Steel S690, Document ECCS-TC10-06-587, Paris, October 2005.

21. P100-1/2006, 2006. Cod de proiectare seismică – Partea 1: Prevederi de proiectare pentru clădiri, Indicativ P100-1/2006, Buletinul Construcţiilor.

22. Rasmussen, K.J.R. 2005. High strength steel structures, in Light gauge metal structures, recent advances (ed. Rondal, J. and Dubina, D.) CISM Courses and lectures no. 455: 121-142, Springer, Wien, New-York.

23. Sedlacek, G. & Mueller Chr. 2005. The use of very high strength steels in metallic construction. ECCS Repport.

24. Takanashi, K. Aburakawa, M. & Hamaguchi H. 2005. Utilization of high performance steels in urban structures. Advances in Steel Structures – ICASS'05, Vol. 2: 1827-1835, Elsevier, London.