Note Curs Tehnici Experimentale

Universitatea Politehnica TimisoaraDepartamentul de Constructii Metalice si

Mecanica Structurilor

TEHNICI TEHNICI

EXPERIMENTALEEXPERIMENTALE

ParteaPartea I I -- CaptoriCaptori

Conf. dr. Conf. dr. inging. Raul ZAHARIA. Raul ZAHARIA

Note CursNote Curs

Cap. 7 Cap. 7 –– ProgramePrograme experimentaleexperimentale

PROGRAME EXPERIMENTALE

FERME METALICE DIN PROFILE CU PERETI SUBTIRI IMBINATE CU SURUBURI

Cost manopera = 60-80% Cost structura

Cost îmbinări = 50% Cost manopera

⇒⇒⇒⇒ Cost îmbinări = 30-40% Cost structura

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

0 1 2 3 4 5 6

Deplasare [mm]

Inca

rcar

e [d

aN]

RIGIDITATEA AXIALA A IMBINARILOR CU SURUBURI ALE PROFILELOR CU PEREŢI SUBŢIRI

MODURI DE CEDARE DUCTILE

Plastificarea tablei

Înclinarea / smulgerea şurubului

FERME

OBIECTIVE

•demonstrarea caracterului semirigid al nodurilor de ferma

•stabilirea de formule de calcul pentru determinarea rigiditatii axiale si la rotire a îmbinărilor cu şuruburi

•validarea formulărilor teoretice prin testarea la scara 1:1 a unui tronson de ferma

•determinarea influentei comportării reale a îmbinărilor in analiza fermelor

Conţinutul programului experimental

• Încercări pe noduri T

• Încercări pe îmbinări cu un şurub, solicitate la forfecare

• Încercare pe un tronson de ferma la scara 1:1

INCERCARI EXPERIMENTALE PENTRU DETERMINAREA RIGIDITATII LA ROTIRE A

NODURILOR DE FERMA

2 inclinometre

1 captor deplasare

1 captor forţa

CONCLUZII

• Comportarea nodurilor de ferma este de tip semirigid

•Se evidentiaza lunecări importante in curba moment - rotire

• Principala componenta a deformabilitatii nodului este deformarea locala a găurilor şuruburilor

•Parametrii pentru stabilirea formulei rigiditatii la rotire:

- grosimea profilelor

- diametrul şuruburilor si toleranta găurilor

- numărul si dispunerea şuruburilor

INCERCARI EXPERIMENTALE PENTRU DETERMINAREA RIGIDITATII AXIALE ALE

IMBINARILOR CU UN SURUB

3 grosimi tabla, 5 diametre şuruburi

toleranta găurii = 1mm

tija filetata

−+=

1t5

t5

d6.8K

21

[kNm] γγγγR* = 1.25

Formula rigiditatii axiale ale imbinarilor cu un şurub, solicitate la forfecare

Domenii de valabilitate:

•grosimi tabla 2 - 4mm

• şuruburi M8 - M16

• toleranta găurii = 1mm

• tija filetata

MODEL DE CALCUL PENTRU DETERMINAREA RIGIDITATII LA ROTIRE A NODURILOR DE FERMA

M = F a

F = K d

Mtot = 2 K d a

tg θθθθ = θθθθ = d / 0.5 a

Knod = Mtot / θθθθ = K a2

−+=

1t5

t5

d6.8aK

21

2

nod

Coeficient de corelaţie ρρρρ = 0.982

STUDIU EXPERIMENTAL AL INFLUENTEI SEMIRIGIDITATII IMBINARILOR ASUPRA

COMPORTARII STRUCTURII

4 captori deplasare inductivi

4 captori deplasare potentiometrici

2 inclinometre

i 2i3

i 1i4

4P

P1

P3

P2

R 1 R 2

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

Deplasare [mm]

Fort

a pi

ston

[daN

]

Captor I3

Captor I4

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06

Rotire [rad]

Fort

a pi

ston

[daN

]

Inclinometru R1

Inclinometru R2

MODEL NUMERIC CU SEMIRIGIDITATE AXIALA SI DE ROTIRE

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0 5 10 15 20 25 30

Deplasare piston [mm]

Fort

a pi

ston

[da

N]

Experiment

Knod cu Kaxial

Knod,sec cu Kaxial

Knod fara Kaxial

Knod,sec fara Kaxial

CONCLUZII

• Forma triangulata a structurilor de tip ferma, împreuna cu forţa axiala prezenta in diagonale anuleaza lunecările iniţiale la rotire

• Lunecările iniţiale pe direcţia axiala a diagonalelor prezintă importanta semnificativa doar la nivelul deplasărilor

• Rigiditatile la rotire ale îmbinărilor au efect important doar la nivelul forţei de cedare, nu si asupra rigiditatii de ansamblu a structurii

• Rigiditatile axiale ale îmbinărilor prezintă o importanta semnificativa pentru verificarea la starea limita a exploatării normale, influentand intr-o măsura mai mica starea de eforturi

LUNGIMEA DE FLAMBAJ A DIAGONALELOR FERMEI

µµµµ = 0.5 + 0.14 (ηηηη1 + ηηηη2) + 0.055 (ηηηη1 + ηηηη2)2

ηηηη =

Kdiag =

noddiag

diag

kK

K

+

l

EImin

4

ÎÎncercarea pe model Scara 1:20ncercarea pe model Scara 1:20a acoperia acoperişşului Sălii Polivalente din Craiovaului Sălii Polivalente din Craiova

Scopul încercării a fost de a simula in laborator, pe un model la scara redusa, comportarea structurii reale sub acţiunea sarcinilor verticale uniform distribuite şi din aglomerare cu zăpadă.

S-a urmărit si compararea rezultatelor obţinute (săgeţi şi eforturi) din încercarea experimentală cu rezultatele obţinute dintr-o analiza cu metoda elementelor finite, modelul realizat pe calculator fiind identic cu modelulfizic la scara redusa.

model Scara 1:20

Lsup=4275.6mm

Binf=2550mm

Bs up=2573.5mm

Linf=4164.5mm

Incărcarea a fost aplicată pe structură în mai multe trepte, cu ajutorul unor dale de beton, ce realizează straturile (treptele de încărcare) de grosimi diferite.

Pe structură s-au aplicat 4 tipuri distincte de încărcare, cu o dispunere uniform distribuită a încărcării sau din aglomerare.

Achizitia/ prelucrarea datelor s-a realizat cu ajutorul unei staţii de achiziţie HP, care a citit şi înregistrat pentru fiecare treaptă de încărcare / tip de încărcare alungirile specifice prin intermediul a 40 timbre tensometrice şi deplasările în puncte reprezentative ale structurii prin intermediul a 13 captori de deplasare potenţiometrici.

Structura s-a încărcat static, iar determinările s-au efectuat în domeniul elastic.

Captorii de deplasare potenţiometrici utilizaţi au fost de tip NOVOTECHNIC TRS 100, cu domeniul nominal de măsurare de 100mm.

Barele pe care au fost amplasate timbrele tensometrice au fost curăţate până la luciul metalic, iar apoi suprafeţele au fost pregătite cu substanţe specifice de curăţare, fixare şi protecţie.

Timbrele au fost legate la staţia de achiziţie / prelucrare date printr-un montaj în sfert de punte, cu trei fire de legătura, pentru eliminarea efectului temperaturii asupra rezistenţei cablurilor de legătură.

Nu a fost necesară efectuarea corecţiei de temperatură cu timbre de compensare, în montaj în jumătate de punte, având în vedere că timbrele utilizate au fost de tip autocompensat la efectul temperaturii. Pe perioada încercărilor, temperatura medie în laborator a fost de cca. 19C.

CONCLUZII

• Încercările pe modelul fizic scara 1:20 a structurii reale confirma capacitatea portanta a acestuia pentru încărcările de calcul adoptate.

• Valorile deplasărilor verticale obţinute experimental sunt comparabile cu cele obţinute pe cale numerică. In toate cazurile deplasările obţinute pe cale experimentală sunt mai mici decât cele obţinute pe cale numerică.

• Eforturile în tălpile transversale inferioare şi superioare sunt apropiate ca valoare şi, în majoritatea cazurilor rezultatele obţinute experimental sunt mai mici decât cele obţinute numeric.

• Eforturile în diagonalele de reazem şi cele din câmp sunt diferite în unele ipoteze de încărcare, ceea ce arata că, local, modelul fizic a suferit anumite probleme, care pot fi puse în seama prinderii diagonalelor pe sfere.

• Prinderea diagonalelor de sfere s-a făcut cu o sudură neuniformă şi datorită temperaturii de sudare materialul s-a încălzit local, ducând la modificarea proprietăţilor acestuia.

• De asemenea, s-au observat şi excentricităţi, in cadrulmachetei, la poziţionarea diagonalelor pe sfere.

ÎÎncercarea pe ncercarea pe nodnod Scara 1:Scara 1:11

PRESA 2

PRESA 1

PRESA 3

PRESA 4

COPERNICUS “RECOS”

Program exprimental pe 12 imbinari rigla-stalp, pentrudeterminarea influentei tipologiei imbinarilor si a modului de incarcare asupra raspunsului dinamic

Components

(bolts, endplate)Connection

Panel

F

F F

F

a. CONNECTION

ELEMENTS b. LOAD-INTRODUCTIONc. SHEAR

CONNECTION SHEARED PANNEL

Sj,ini

M

Mmax

Mcap

el u

θ

M p,grindă

M

B A

D E

C

Îmbinări total rezistente

Îmbinări parţial rezistente

Interior Joint

Exterior Joint

Load

L L

Beam Beam

Column

HHL

Load

Column

Column

H2

L

H1

L

Load

Column

Beam

Interior incarcat simetric –exclusiv forte gravitationale

Nod exterior

Interior incarcat antisimetric– incarcare seism

Stalp HEB 300

11001100

Imbinare

Simetrica

Grinda IPE 360

Solicitare

1100

suport suplimentar

1100

Imbinare

Grinda IPE 360

Anti-simetricaSolicitare

Stalp HEB 300

Seria EP (end-plate) – 4 noduri2 îmbinări cu placă de capăt şi şuruburi 10.9 de înaltă rezistenţă (specimenele XS–EP1 şi XS-EP2) încarcate simetric.2 îmbinări cu placă de capăt şi şuruburi 10.9 de înaltă rezistenţă (specimenele XU-EP1 şi XU–EP2) încărcate anti-simetric.

.

.

10M20 gr 10.9

column

beam

.

A

A-A

A

Seria W (welded) – 4 noduri2 îmbinări cu grinzile sudate direct pe talpa stâlpului (specimenele XS–W1 şi XS–W2) încărcate simetric.2 îmbinări cu grinzile sudate direct pe talpa stâlpului (specimenele XU–W1 şi XU–W2) încărcate anti-simetric.

10M20 gr 10.9

.

.

beam

column

.

B-B

BB

Seria CWP (cover and web plate) – 4 noduri2 îmbinări cu secţiuni ramforsate, prin plăci sudate pe tălpile şi inima grinzilor (specimenele XS–CWP1 şi XS–CWP2) -încărcate simetric.2 îmbinări cu secţiuni ramforsate, prin plăci sudate pe tălpile şi inima grinzilor (specimenele XU–CWP1 şi XU–CWP2) -încărcate anti-simetric.

3M20 gr6.6

.

.

beam

column

.

C-C

CC

IPE360

L/2=1100 L/2=1100

S235

S2

3545

04

50

75

150

300

450 1 2

43

5

6

Displacement transducer

displacement transducersActuator force and

InclinometerStrain gauge

Lb=950 Lb=950

HEB300

300

1

Expresia momentului la fata stalpului:

M=PLb/2

Rotirea nodului:

3

1 21

2 6 2

b bG

b b b wb

PL PL

L EI Gh t

δ δφ

+= − −

Deformarea panoului de inima:

)(2

65

fb

Pth−

∆+∆=φ

L/2=1100

Lb=950

Lc2

=9

20

Lc1

=9

75

IPE360

450

Lb=950

L/2=1100

S2 3

5

S235

InclinometerStrain gauge

Displacement transducer

HE

B3 0

0

displacement transducersActuator force and

75

300

150

1

2

3

4 6

5

7

9

10

2

1

hc=300

hb=

360

11

55

110

0

H=

22

55

P

1

8

Expresia momentului la fata stalpului:

Deformarea panoului de inima:

bLPL

HM ⋅⋅=

γ

γ

1

γ2

a

b

2 2

1 2( )a b

a b

δ δγ

+ ⋅ −=

⋅

(a = hc – tfc; b = hb – tfb)

Rotirea din elementele de imbinare si talpa stalpului:

Rotirea totala in nod:

φ

φcleft

cright

φj,trightφleft

j,t

b

left

c

43 δδφ

−=

b

right

c

56 δδφ

−=

ctj φγφ +=,

Energia plastică a fost disipată prin plastificarea tălpilor stâlpului sau a tălpilor grinzii (prin voalare) până în preajma cedării finale. Cedarea specimenului s-a efectuat prin fisurarea şi ruperea sudurii dintre placa de capăt şi talpa grinzii. În general se poate spune că acest tip de îmbinare are o capacitate de rotire adecvata şi prezintă o capacitate bună de disipare a energiei.

Cedarea a fost de tip fragil, prin ruperea sudurilor dintre grindă şi stâlp, apoi fisura s-a propagat in panoul de inima a grinzii.

Îmbinările cu plăci de ramforsare pe inima şi talpa grinzii au demonstrat valori mărite ale rigidităţii iniţiale şi ale rezistenţei. Cedarea plastică s-a produs în grinda metalică, la extremitatea porţiunii mărite.

Modul de încărcare (simetric / anti-simetric) afectează într-un mod semnificativ parametrii de răspuns ai îmbinărilor grindă-stâlp. Componenta majoră care introduce această diferenţă este panoul stâlpului la forfecare. Consecinteleincarcarii asimetrice: scade momentul capabil si rigiditatea la rotire.

INCERCARI EXPERIMENTALE IN REGIM PSEUDO-DINAMICSTRUCTURA DIN BETON ARMAT CU PLANSEU DALA

Elevation views

3,950,275

3,20

3,20

0,50

0,40

8,50 5,20

0,30

7,00 1,50

0,3010,00

1,25

0,30

3,60

Cut B - BCut A - A

0,40

0,50

0,40

0,50

2.80

3.425

0.15

0.15

P3

P1

P4

P2

C

1.75

φ 10 @ 0.25 L=2.50

φ 18 @ 0.125 L=3.00

φ 18 @ 0.125 L=3.00

φ 12 L= 0.50+1.05+0.50

φ 12 L=0.50+1.05+0.50

3.425 1.50

1.00

0.25

0.25

C

0.15

0.75

φ 18 (top & bottom)

1.00

φ 18 φ 18

φ 12 @ 0.125 φ 12 @ 0.125

φ 12 @ 0.125 φ 12 @ 0.125 / 0.25

0.25 0.25

0.16

0.085

South frame North frame

For the first test, a 475 years return period (475yrp) was

considered, with a peak ground acceleration (PGA) of

0.16g.

For the second test, a 2000yrp input motion with a PGA of

0.277g was considered, obtained by scaling the 475yrp

accelerogram by a factor of 1.73.

Numerical results for the 475 years return period earthquake

0

1

2

3

-0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5

Drift [%]

Numerical

EC8 limit

Numerical results for the 2000 years return period earthquake

Numerical results for the 2000 years return period earthquake

0

1

2

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

Drift [%]

First Test – PsD 475yrp earthquake test

Cracking pattern bellow floors

First Test – PsD 475yrp earthquake test

Cracking pattern bellow floors

First Test – PsD 475yrp earthquake test

Cracking pattern above floors

First Test – PsD 475yrp earthquake test

Cracking pattern above floors

First Test – PsD 475yrp earthquake test

Cracking pattern at column base

First Test – PsD 475yrp earthquake test

0

1

2

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5

Drift [%]

NumericalEC8 limitExperimental

0

1

2

3

-100 0 100 200 300 400 500

Shear [kN]

Experimental

Numerical

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Cracking pattern above the floors

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Cracking pattern above the floors

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Cracking bellow the floors

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Second Test – PsD 2000yrp earthquake test

Effective slab width

a1=b1=L1/4 a2=b2=L2/4

L2/2

L1/2

L1

L2

Internal

frame

External

frame

a2

b2

b2

a2

a1

b1

Effective width – test results

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500

Distance [mm]

Def

orm

atio

n [%

]

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

5.0

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500

Distance [mm]

Def

orm

atio

n [%

]

First Test – PsD 475yrp earthquake test

0

1

2

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5

Drift [%]

NumericalEC8 limitExperimental

Without effective width Considering effective width

0

1

2

3

-0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5

Drift [%]

Numerical

Experimental