Raport de
Grant: CNCSIS Td, Cod CNCSIS 1
STUDIUL STABILITATII SI DUCTILITATII HALELOR METALICE USOARE CU STRUCTURI
IN CADRE CU SECTIUNI VARIABILE DE CLASA 3 SI 4
Autor: Cristutiu Ionel-Mircea
Universitatea: POLITEHNICA Timisoara
CUPRINS
1. INTRODUCERE
1.1 Noțiuni generale
1.2.Soluții constructive generale
1.3
Soluții de închideri
1.4 Cerințe impuse de normele romanești în
vigoare
1.5 Stabilitatea riglei transversale
1.6 Stabilitatea stâlpului
2. STUDIUL STABILITATII CADRELOR METALICE
PORTAL
2.1
Instabilitatea în planul cadrului
2.2 Cadrele studiate și modul de analizare
2.3 Analiza de stabilitate
2.4 Cazuri practice de proiectare
3 STUDIUL DUCTILITATII CADRELOR METALICE
PORTAL
3.1 Introducere
3.2 Cadrele studiate și metodele de analiză
3.3 Ductilitatea cadrelor portal
3.4 Cazuri practice de proiectare
4. COMPORTAREA IMBINARILOR CADRELOR METALICE PORTAL
4.1. Introducere
4.2. Metoda componentelor -
generalități
4.3. Îmbinările studiate și metodele
de analiza
4.4. Rezultatele analizelor
4.5 Teste experimentale
5. CONCLUZII
6. BIBLIOGRAFIE
1. INTRODUCERE
1.1 Noțiuni
generale
Datorită
avantajelor tehnico-economice pe care le prezintă, construcțiile metalice în
general și profilele din oțel cu pereți subțiri formate la rece în special au
cunoscut o dezvoltare exponențială în ultimele decenii, în special în țările
industriale dezvoltate din Europa și Statele Unite.
O definiție
exhaustivă în legătură cu noțiunea de "hală metalică ușoara", mai
ales în contextul actual al dezvoltării sectorului de construcții metalice ca
și al afluxului de noi tehnologii, este extrem de dificil de formulat. Totuși,
se poate afirma că halele metalice ușoare, în accepțiunea actuală a acestui
termen, constituie o familie de sisteme constructive cu următoarele elemente
comune din punct de vedere al utilității, al sistemului adoptat pentru
structura metalică de rezistență, al sistemului de închidere respectiv al
dispozitivelor de transport înterior:
A) Utilitate: exclusiv clădiri din sectorul
ne-rezidențial (spații de producție, cu caracter comercial si depozite)
B) Sistemul
adoptat pentru structura metalică de rezistență constă în:
· cel mai frecvent structuri
metalice cu un singur nivel și cu una sau mai multe deschideri, realizate în
sistem de cadru portal;
· structuri metalice cu un
singur nivel, care au prevăzut în interior un planșeu intermediar tip mezanin
cu extindere parțială pe suprafața construită;
· structuri metalice cu mai
multe nivele, având planșeele intermediare realizate din tablă cutată și beton
armat, în sistemul de dală colaborantă.
C) Sistemele
de închidere sunt realizate pe bază de tablă cutată, iar scheletul de
rezistență al închiderilor este realizat din profile de oțel cu pereți subțiri
formate la rece;
D) Dispozitivele de
transport interior au capacități reduse, putând fi atât rezemate la fața
interioară a stâlpilor cât și suspendate de riglele cadrelor.
1.2 Soluții constructive generale.
Ca urmare a
modificărilor permanente ale tehnologiilor de producție, de depozitare și de
distribuție, există o cerere continua pe piață pentru construcțiile din oțel cu
un singur nivel. Cu toate că, în acest domeniu domină sectorul industrial,
există si alte sectoare cu dimensiune semnificativă cum ar fi cel al
structurilor pentru spații comerciale sau pentru agrement. În domeniile
menționate, oțelul rămâne materialul de construcție fără rival, iar structurile
realizate din acest material însumează în oricare an al ultimei perioade circa
90% din totalul suprafeței construite.
Cauzele principale ale
acestei stări de fapt pot fi atribuite următorilor factori:
· Rezistența ridicată a
materialului care permite acoperirea unor considerabile deschideri libere:
deschideri de peste 23 m se realizează în mod curent în fiecare an;
· Viteza de execuție, care
permite o punere în funcție mai promptă a obiectivului respectiv și deci o
recuperare mai rapidă a investiției;
· Adaptabilitatea sistemului
constructiv, care permite extinderea acestuia sau schimbarea destinației sale.
Circa o treime din cheltuielile de investiții pentru construcții industriale
sunt destinate extinderilor sau modificărilor;
· Reutilizarea și / sau
reciclarea materialelor de construcție.
Structura pe cadre metalice
de tip portal cu inimă plină, a devenit la ora actuală soluția cea mai
răspândita pentru clădiri industriale deoarece se pretează la un grad ridicat
de industrializare a execuției, ceea ce conduce la costuri si termene de
execuție mai mici.
Cadre portal cu o singură deschidere
Cadrele de tip portal cu
deschideri libere (L) mergând pana la 43 m oferă o mare versatilitate a
soluțiilor constructive.
În cazul
adoptării unor înălțimi la streașina (H) de 4 pana la 5 m, rezulta elemente
structurale și detalii de îmbinare relativ ușoare, însă aceste înălțimi pot fi
eventual depășite pentru a se asigura condițiile impuse de utilizarea spațiului
respectiv (considerente de gabarit interior de depozitare sau de gabarit de pod
rulant). Evident că o structură mai înalta este supusă la încărcări de nivel
mai ridicat decât una joasă, datorită cărora, de exemplu pentru creșteri ale
înălțimii la streașina de până la (10 m) numai prețul structurii de rezistenta
principale (cadrele metalice) crește cu 25%. La aceasta se adaugă și costurile
suplimentare ale închiderilor.
Figura
1.1 Cadre portal cu o singură deschidere
Minimizarea
costurilor de utilizare ale clădirii (climatizare interioară, iluminare) se
poate realiza limitând cat mai mult posibil volumul construit, prin limitarea
înălțimii la streașina: la aceasta se poate adăuga și adoptarea unei înălțimi
reduse la coamă (în relație cu panta minimă admisă pentru învelitoare), ceea ce
contribuie la eliminarea spațiilor interioare moarte de sub acoperiș.
Cadre cu stâlpi intermediari
În cazul în
care deschiderea liberă nu este absolut necesară, ea poate fi împărțită în două
prin introducerea unui stâlp intermediar, ceea ce reduce costul structurii cu
20-25% (evident, minus costul fundațiilor suplimentare necesare șirului de
stâlpi intermediari introduși).
|
|
Figura
1.2 Cadre cu stâlpi intermediari
Necesitatea
schimbării de pantă a acoperișului ca și a introducerii unor sisteme de
colectare corespunzătoare pentru apa de ploaie este eliminată dacă se folosesc
unul sau mai multe șiruri de stâlpi intermediari, ceea ce permite menținerea
acoperișului în două ape caracteristic cadrului portal cu o singura deschidere.
Un avantaj suplimentar al
cadrului cu stâlpi intermediari se manifestă atunci când există cerința
compartimentării spațiului interior, caz în care acești stâlpi pot susține
pereții despărțitori dintre încăperi sau în caz de necesitate pot fi folosiți
pentru susținerea unor planșee intermediare.
Cum elementele structurii
principale de rezistentă (stâlpii exteriori si riglele înclinate ale cadrului)
rezulta cu dimensiuni ale secțiunii transversale mai mici decât în cazul
deschiderii libere, vor trebui luate măsuri pentru ca structura in ansamblul ei
sa fie suficient de rigidă pentru a face fată la solicitări orizontale (vânt,
seism).
Cadrul cu tirant reprezintă
o soluție constructivă, eficientă prin reducerea momentelor încovoietoare din
stâlpi și a reacțiunilor orizontale din fundații, care vor fi preluate parțial
de către tirantul (T). Totuși, în acest caz intervin și o serie de dezavantaje,
nu numai în ceia ce privește introducerea tirantului ca element structural
suplimentar ci datorită necesitații introducerii pendulilor intermediari
verticali (T1) prin care se evita o încovoiere nedorită a tirantului. Totodată
este necesară prevederea unor elemente de contravântuire cu rol de preluare a
compresiunii induse în tirant de succțiunea din vânt pe acoperiș.
Figura 1.3 Cadre cu tirant
La clădirile care necesită
luminator zenital, trebuie prevăzută și o structură suplimentară care sa
susțină acest element precum și diverse elemente de instalații dispuse eventual
în grosimea pereților săi.
În cazul acoperișurilor cu
panta mai mică decât 15°, soluția cadrului cu tirant
devine nepractică deoarece împingerile riglelor cresc excesiv și, în același
timp, pot să apară dificultăți în ceea ce privește realizarea constructivă a
blocajelor tirantului în zona colțului de cadru. Similar cadrului cu stâlpi
intermediari, trebuiesc luate măsuri speciale pentru asigurarea rigidității
structurii la forțe orizontale.
Structurile ce utilizează
cadre cu fermă au fost practic eliminate în ultimul timp de structurile cu
cadru portal. Fac excepție cadrele cu deschideri peste 40 m sau acelea în cazul
cărora există cerințe estetice deosebite în ceea ce privește structura. Cu
toată puternica diminuare a consumului de oțel pe metru pătrat adusă de ferme
(în special când se realizează din profile tubulare) prețul manoperei de
execuție respectiv al celei de montaj cresc în cazul utilizării acestui sistem.
În ciuda celor menționate,
structurile cu ferme prezintă numeroase avantaje, cum ar fi:
·
Permit acoperirea unor deschideri mari;
·
Asigură posibilități remarcabile de montare a instalațiilor;
·
Au o capacitate ridicată de preluare a unor încărcări utile
și / sau tehnologice.
În cazul anumitor clădiri,
toate aceste caracteristici pot deveni esențiale. Exemplele tipice în acest
sens includ industria automobilelor, aeronautica, sau atelierele pentru
prelucrări grele, unde principala exigență este realizarea unei trame modulare
libere de mari dimensiuni, ceea ce conduce la o înalta flexibilitate, dă
posibilitatea unei funcționalități complexe, respectiv disponibilitatea
operării cu dispozitive de transport suspendate direct de structura
acoperișului.
Un raport de 10 până la 15
intre deschiderea fermei și înălțimea maximă a acesteia conduce la o relație
optimă rezistentă-rigiditate în cazul acestei structuri. Pentru deschideri de
peste 20 m se poate introduce la realizarea fermei o contra-sageată, care are
rolul de a compensa deformațiile datorate acțiunii încărcărilor permanente.
Cum înălțimea maximă a unei
ferme cu deschidere de până la 50 m poate ajunge la 5 m, ceea ce conduce la
mărirea artificiala a înălțimii clădirii, din rațiunea de a include elementele
structurale din zona fermei sub acoperișul clădirii, cu rol exclusiv de
protecție la intemperii. În concluzie, trebuie subliniat faptul că modul
tradițional de proiectare al clădirilor de acest tip abordă separat structura
si respectiv elementele de închidere. Există insă, in mod evident, o conlucrare
intre structură si închidere, care luată in considerare permite proiectare mai
economică a acestor construcții.
1.3 Soluții de închideri
În ultimii 10-15 ani, piața
produselor din tablă cutată de oțel a înregistrat o creștere fără egal. Această
imensă popularitate a învelișurilor de protecție contra intemperiilor realizate
pe baza de table cutate din oțel (Fig. 1.4), cu aplicații atât la clădiri cu
scop industrial cât și la cele cu alte destinații se datorează mai multor
factori care se vor evidenția in continuare.
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
a) tablă pentru acoperiș (t=0.45-1.0mm) |
b) tablă pentru pereți (t=0.45-0.7mm) |
c) tablă pentru panșee (t=0.6-1.5mm) |
Figura 1.4 Tipuri de tablă cutată
utilizată pentru construcția halelor metalice
În perioada de timp
menționată s-a manifestat o tendină generală de utilizare a structurilor cu
deschideri libere mari și cu durate scurte de execuție. Acest stil de a
construi impune acoperirea rapidă a structurii pentru a permite desfășurarea
celorlalte faze ale lucrării la adăpost de intemperii. Până și utilizarea
culorilor de finisaj extern a devenit importantă la ora actuală, iar
investitorii încearcă să realizeze clădiri cu identitate proprie și bine
conturată din acest punct de vedere. Învelitorile realizate din tablă cutată
sunt capabile să satisfacă toate aceste cerințe. Totuși succesul acestui produs
nu ar fi fost posibil dacă el nu ar fi atât de accesibil și la un preț
competitiv.
În cadrul analizei
structurii costurilor unei clădiri industriale parter tipice (prezentată sub
forma de diagramă sectorială în figura de mai jos), elementele de acoperire și
închidere, inclusiv izolația termică și elementele de fixare dețin circa 30%
din prețul final al construcției. Acest procentaj, însumat cu cele 15% pe care
le reprezintă costul structurii de rezistență, conduce la un procentaj dominant
al elementelor din oțel in cadrul costului global al clădirii. Aceste costuri
sunt ,in mod evident, doar aproximative si pot sa varieze ca urmare a
intervenției diverșilor factori printre care cei mai importanți sunt calitatea
proiectării, amplasamentul construcției si cerințele din temă.
Ansamblul furniturii pe
partea de construcție impune in general tehnologia de execuție iar prețul
acesteia reprezintă circa jumătate din costul final, cealaltă jumătate fiind
reprezentată de alte elemente (Figura 1.5). Egalitatea nu este însă respectata
întotdeauna, iar anumite modificări de temă pot disimula uneori costurile reale
ale construcției.
Normele de calitate
trebuiesc întotdeauna respectate, în special în ceea ce privește învelitoarea
și închiderile, deoarece un sistem de închidere bine conceput și executat poate
prezenta elemente benefice pentru exploatarea ulterioară a clădirii.
Învelitoarea și închiderile trebuie să îndeplinească anumite cerințe de bază
esențiale pentru clădire. Aceste cerințe includ rezistența la intemperii,
rezistența propriu-zisă a elementelor de închidere, siguranța în exploatare și
desigur izolarea termică și acustică. Au fost enumerați doar unii dintre
parametrii care trebuiesc respectați, însă exista numeroși alții.
Neîndeplinirea cerințelor legate de un singur parametru poate face clădirea
respectivă nefuncțională sau în orice caz poate obliga la remedieri
costisitoare.
|
LEGENDA: ·
Fundații = 4% ·
Costuri preliminare = 10% ·
Închideri = 30% ·
Ferestre, porți,
=5% ·
Pardoseli și finisaje = 9% ·
Costuri auxiliare = 27% ·
Structura de rezistență din oțel = 15% |
Figura 1.5 Costuri eșalonate ale
unei hale metalice
Sistemele moderne de
învelitori si închideri au devenit extrem de sofisticate în anumite cazuri,
încercând să satisfacă o gamă întreagă de cerințe funcționale. Uneori, factorii
care impun performanțele acestor sisteme pot influenta prețul de cost, ceea ce
nu înseamnă insă că sistemele mai scumpe ar putea răspunde tuturor cerințelor in aceeași măsura. Pana la un anumit punct,
fiecare sistem poate ăi trebuie să fie conceput pentru a răspunde funcțiunii
clădirii respective.
Sistemul cel mai frecvent
utilizat actualmente și considerat ca sistem etalon în industrie este sistemul
de închidere cu dublu strat de tablă cutată (Figura 1.6). Atât din punct de
vedere al performanțelor cât și al costului, acest sistem constituie o soluție
eficientă pentru o clădire parter "tipică" având învelitoarea și
închiderile realizate pe bază de tablă cutată din otel. S-ar putea chiar spune
ca toate celelalte sisteme disponibile la ora actuală derivă din acest sistem.
fiind realizate de obicei pentru a satisface cerințe particulare de cele mai
diverse naturi. În ultimul timp au fost făcute progrese în sensul ameliorării
performanțelor structurale ale elementelor de închidere, ale rezistenței
rosturilor acestora la agenții atmosferici, al metodelor alternative de
izolație și de finisaj. Aceste perfecționări au contribuit la creșterea
eficienței economice a produselor respective, mai ales în ceea ce privește
costurile operațiunilor de execuție pe șantier.
a)
b)
Figura 1.6 - Structura închiderilor
dublu strat a) acoperiș; b) perete
Este binecunoscut faptul că
eliminarea tehnologiilor de execuție care implică tăieri pe șantier
(generatoare de deșeuri), respectiv a detaliilor pretențioase din punct de
vedere al preciziei, pot ameliora în mod semnificativ eficiența globală a unui
produs. Ținând cont de aceste considerente, ca și de viteza de montaj
realizată, , rezultă clar că soluția descrisă este cea ideala pentru
îndeplinirea unor cerințe specifice. Învelitorile respectiv închiderile din
tablă cutată de oțel au reușit să atingă la ora actuală toate performanțele
descrise mai sus.
Figura 1.7 - Profile de oțel utilizate
pentru rigle de perete și pane de acoperiș
Tehnologiile moderne de
producție, utilajele sofisticate ca și materialele cu caracteristici tehnice
avansate au permis producătorilor industriali obținerea gamei largi de profile
(Figura 1.7) disponibile astăzi, utilizate în special pentru pane de acoperiș
și rigle de perete, acestea din urmă constituind structura secundară a unei
hale metalice. Oferta pare nelimitată mai ales dacă se ține cont de faptul că
se produc profile și table profilate cu dimensiuni ale secțiunii transversale,
respectiv cu lungimi tot mai mari.
Aproape toate
întreprinderile specializate produc vată minerală cu lungime astfel
dimensionată încât termoizolația acoperișului să se poată realiza din fâșii
unice desfășurate între coamă și streașină (lungimi de până la 25 m sunt
uzuale). Utilizarea unor asemenea lungimi reduce numărul suprapunerilor
termoizolației și deci necesitatea tratării rosturilor pentru a le face mai
rezistente la acțiunea agenților atmosferici. În plus, prin reducerea
rosturilor se reduce timpul de montaj și zonele potențiale de infiltrație a
apei.
Unul dintre elementele luate
în considerare este lățimea utilă a panoului de închidere respectiv, ca și
sistemul de etanșare prevăzut pe latura lungă a panoului. Panourile se pot
furniza în anumite cazuri cu lățimi de până la 1200 mm, având elementele de
etanșare deja aplicate din fabrică pe laturile lungi, ca detaliu finit.
Toate aceste caracteristici
sunt importante, fiind introduse pe piață în scopul de a oferi soluția optimă
pentru oricare cerința de temă, respectiv o metodă modernă de montaj pe
șantier. Odată cu noile exigente de reducere a consumurilor energetice s-au
modificat prevederile normelor conform cărora este necesar sa fie introduse
termoizolații mai scumpe respectiv produse ameliorate. Sistemele de
învelitori-închideri au fost modificate pentru a răspunde acestor cerințe și
satisfac astăzi noile normative fiind oferite intr-o gama variata de prețuri de
cost.
1.4 Cerințe impuse de normele romanești în vigoare
Condițiile specifice de
natură climatică și în special cele seismice existente in România impun în
scopul satisfacerii condițiilor de siguranță și exploatare normală a
construcțiilor, respectarea unor prescripții tehnice și norme de proiectare
adecvate. Acestea se referă la:
Condiții de rezistență
Calculul de rezistență al
construcțiilor metalice se face prin metoda stărilor limită iar verificările de
rezistență ale elementelor structurale se fac în conformitate cu procedurile
prescrise de către STAS 10108 /0-78 [1]. Calculul elementelor din otel Aceste
verificări se fac la starea limită ultimă gruparea fundamentală sau respectiv
gruparea specială, sub acțiunea combinației de încărcări celei mai
dezavantajoase pentru elementul respectiv. Combinațiile de încărcări vor fi
realizate conform STAS 10101 /0A-77 [2] Acțiuni în construcții. Clasificarea
și gruparea acțiunilor pentru construcții civile și industriale".
Verificările la starea
limită a exploatării normale se fac în conformitate cu specificațiile
corespunzătoare din STAS 10108/0-78 Calculul elementelor din otel. Grupările
de încărcări pentru verificarea la starea limita a exploatării normale se
alcătuiesc conform STAS 10101/0A-77, cu respectarea limitelor deplasărilor
prevăzute in STAS 10108/0-78.
Condiții de rigiditate
Configurarea generală a
structurii, repartiția maselor cât și distribuirea sistemelor de contravântuiri
prevăzute în pereți respectiv în acoperiș, se vor face astfel încât:
Asigurarea stabilității generale și configurarea
antiseismică
Stabilitatea generala a
structurii se asigură prin respectarea prevederilor constructive incluse în
STAS 10108/0-78, respectiv prin crearea unor sisteme legături la nivelul
structurii și în punctele de rezemare care să elimine pericolul instabilității
la nivel global.
În structurile metalice
formate din bare, contravântuirile joacă un rol deosebit în preluarea și
transmiterea la reazeme a sarcinilor orizontale cu rol destabilizator.
Proiectantul structurii de rezistență va distribui sistemele de contravântuiri
în așa fel încât ele sa asigure stabilizarea structurii și în același timp să
răspundă cerințelor arhitecturale.
Tipul de contravântuire
utilizat în cazul halelor metalice construite la noi în țară este contravântuirea
în X (Figura 1.8) lucrând exclusiv la întindere. Se recomandă prevederea
întinzătoarelor, pentru compensarea abaterilor dimensionale realizate la
montajul structurii de rezistență.
Figura 1.8 - Structura tipică a unei
hale metalice cu contravântuiri în X
Configurarea antiseismică a
elementelor structurii de rezistență precum și a ansamblului acesteia se face
în conformitate cu prevederile normativului P 100 92 [3]
Aceste prevederi se referă
la:
a)Asigurarea caracterului
dispativ al structurii prin:
b) Limitarea deplasării
orizontale de nivel la H/100, cu condiția ca elementele structurii să nu fie
afectate de deplasările respective (unde prin H s-a notat înălțimea la
streașina a halelor cu un singur nivel)
c) Limitarea zvelteților
stâlpilor l în așa fel încât ca
aceștia să corespundă principiilor constructive aferente unei structuri
disipative:
(1.1)
unde :
(1.2)
Astfel, pentru otelul marca
OL 37 se obține și în consecința
condiția (1) devine:
(1.3)
ceea ce conduce in mod
evident la stâlpi metalici masivi.
d) Respectarea unor
prevederi speciale referitoare la ductilitatea sistemelor de contravântuiri,
mai ales în cazul halelor industriale grele (cu poduri rulante masive sau
adăpostind procese tehnologice grele);
e) În cazul structurilor din
elemente cu secțiunea transversală de Clasa 3 sau de Clasa 4 (în conformitate
cu Normativul P100-92), forța tăietoare de bază utilizata în cadrul verificării
la gruparea specială de încărcări conținând solicitarea seismică, se va
determina cu un coeficient de reducere y = 1.
f) Daca forma clădirii
respective in plan orizontal este neregulată (adică nu este pătrată sau
dreptunghiulară), se recomanda divizarea structurii prin rosturi in subansamble
de formă rectangulară (sau cât mai apropiate de această formă)
Rosturi de dilatație
În conformitate cu
prevederile STAS 10108/0-78, rosturile de dilatație ale halelor metalice parter
se dispun la intervale de 90 m în lungul construcției. În dreptul rostului de
dilatare, cadrul metalic transversal al structurii de rezistență se dublează.
Rosturile de dilatare pot
avea în anumite cazuri și funcție de rosturi seismice, caz în care ele se
dispun în raport cu criteriile aferente conformării antiseismice.
1.5 Stabilitatea riglei
transversale
Rigla transversala a
cadrului portal este alcătuită dintr-o porțiune vutată și una constantă în
conformitate cu starea de eforturi din bară. Aceasta trebuie proiectată la
moment încovoietor și forță axială în prima fază. De asemenea este necesară
asigurarea stabilității generale a riglei și asigurarea ei împotriva
flambajului lateral. Flambajul lateral în cazul riglei este asigurat de panele
de acoperiș care la rândul lor sunt solidarizate între ele cu tabla cutată,
atât la partea exterioară cât și la partea interioară. În general verificarea
de stabilitate în cazul elementelor unei structuri supuse la încovoiere și /
sau compresiune se face între doua rezemări laterale ale tălpii comprimate. În
cazul cadrelor metalice portal, talpa comprimată a riglei variază între talpa
interioara și cea exterioara (vezi figura 1.9).
Figura 1.9 Diagrama de moment
încovoietor a unui cadru articulat
Panele de acoperiș (de
obicei amplasate la talpa superioară a riglei) pot asigura stabilitatea riglei
in mai multe moduri si anume:
·
suport lateral direct când sunt conectate la talpa
comprimată
·
suport lateral intermediar intre suporturile care asigura
împiedicarea la răsucire ( permițând ca distanța dintre acestea să crească),
când sunt conectate la talpa întinsă
·
suporturile împotriva răsucirii, când acestea sunt conectate
la talpa comprimată și următoarele condiții mai trebuiesc îndeplinite:
-
secțiunea grinzii este dublu T
-
îmbinarea dintre pana de acoperiș și rigla cadrului se va
realiza cu cel puțin două șuruburi
-
înălțimea panelor nu trebuie să fie mai mică de 25% din
înălțimea riglei cadrului
În toate cazurile, panele de
acoperiș trebuie la rândul lor sa fie legate de tabla cutată și de asemenea
toate cadrele să fie legate între ele printr-un sistem de contravântuiri în
planul înclinat al riglelor, pentru asigurarea stabilității generale a
construcției (vezi Figura 1.8) .
Legături insuficiente între
panele de acoperiș pot apărea datorită utilizării tablei plane, utilizării elementelor
de închidere de tip sandwich sau a panourilor compozite, sau chiar și în cazul
în care grosimea termoizolație este prea mare. Fiecare dintre aceste cazuri
trebuie tratat separat, cu mare atenție. Oricum un mare număr de producători de
pe piață asigură informații suficiente despre propriul sistem de închidere și
în ce măsura acesta leagă panele de acoperiș intre ele.
Cadrele portal cu o singură
deschidere sunt proiectate astfel încât articulațiile plastice să se formeze in
stâlp sub îmbinare și în riglă în imediata vecinătate a coamei, în timp ce vuta
să rămână în domeniul elastic. Această abordare a fost făcută de Morris și
Nakane [6], bazată pe ideea că apariția unei plasticizări la limita vutei din
riglă ar conduce la o instabilitate prematură a cadrului. Oricum experiența a
arătat că apariția unei plastificări a riglei la terminarea vutei este
iminentă. Totodată un rol important în ceia ce privește apariția acestei
articulații, îl joacă și forma stâlpului (vutat sau nevutat).
1.6 Stabilitatea
stâlpului
Stâlpii cadrelor metalice
portal pot avea diferite secțiuni, si anume secțiune variabila in lungul barei
(vutați, vezi fugura1.10a) sau secțiune constanta(figura 1.10b).
|
|
a) |
b) |
Figura 1.10 Tipuri de stâlpi
utilizați
Stâlpul va fi ales astfel
încât rezistența sa la moment încovoietor si forță axială (compresiune) să nu
fie depășită, iar momentul maxim aplicat să nu depășească momentul plastic
capabil al secțiunii. In mod normal secțiunea stâlpilor va fi dublu T, care
reamintește faptul ca efectul predominant asupra stâlpului îl are momentul
încovoietor si nu forța axială.
Totodată, tipul de stâlp
ales la realizarea cadrului se va face și în funcție de modul de prindere al
acestuia în fundație. Astfel pentru o prindere articulata a cadrului in
fundație se va alege un stâlp cu secțiune variabilă în concordanță cu starea de
eforturi din bară, în timp ce pentru o prindere încastrata sau semirigidă se va
alege un stâlp cu secțiune constantă. În funcție de tipul de stâlp utilizat și
îmbinarea riglă-stâlp va fi diferită: pentru stâlpii cu secțiune variabilă,
îmbinarea se va realiza la partea superioara a stâlpului(figura 1.11a), iar
pentru stâlpii cu secțiune constantă, îmbinarea se va realiza la fața
stâlpului(figura 1.11b).
Figura 1.11 Tipuri de îmbinare
riglă-stâlp
Stabilitatea laterala a
cadrului va fi asigurata și în acest caz de riglele de perete, care vor fi
fixate de talpa exterioară a stâlpului.
2. STUDIUL STABILITATII CADRELOR METALICE PORTAL
2.1 Instabilitatea în planul
cadrului
Pentru a înțelege mai bine
conceptul de instabilitate al cadrului în planul său, este nevoie a se avea în
vedere două efecte primare în ceia ce privește comportarea structurii. Primul
dintre acestea este reprezentat de efectele de ordinul doi, al doilea fiind
considerat cel al instabilității.
Efectele de ordinul doi
Efectele de ordinul doi, în
forma lor simplificată, se datorează în primul rând deplasării laterale a
cadrului în planul său. Această deplasare va cauza excentricități ale forțelor
verticale, care vor genera în cele din urmă momente de ordinul doi datorită
forței axiale aplicate excentric în elementele verticale. Aceste momente de
ordinul doi în literatura de specialitate sunt cunoscute sub numele de efectele
P-Δ (P forța axială aplicată la excentricitatea Δ) (Figura 2.1).
Aceste momente pot avea o importanță ridicată în proiectarea în domeniul
plastic a cadrelor metalice portal, în cazurile în care elementele sunt relativ
zvelte, rezultatul verificării luând în considerare aceste momente pot conduce
la mărirea secțiunilor transversale.
Figura 2.1 Efectele P-Δ asupra
cadrelor portal
Două concepte importante
trebuiesc avute în vedere și anume:
·
Efectele P-Δ, se datorează nu numai încărcărilor
orizontale,cât și următoarelor efecte:
- asimetria structurii;
- asimetria încărcărilor;
- lipsa verticalității stâlpilor;
·
Efectele P-Δ nu cauzează neapărat instabilitatea cadrului.
Ceia ce este necesar în acest caz, este o metodă pentru a determina dacă
efectele P-Δ sunt importante sau nu, și daca acestea vor cauza
instabilitatea cadrului.
Instabilitatea
Conceptul de instabilitate
poate fi foarte bine înțeles, prin considerarea unei console verticale
încărcate cu o forță axială (Figura 2.2)
Figura 2.2 Instabilitatea unei console
verticale
La forțe axiale relativ
reduse și/sau zvelteți mici ale consolei, orice forță disturbatoare va cauza
deformarea consolei cu o valoare finită, iar în momentul în care această
perturbație este îndepărtată, consola va reveni la forma ei inițială. La valori
ridicate ale forței axiale , chiar și cea mai mică forță disturbatoare, va
cauza deformarea incontrolabilă a barei, datorită efectelor de ordinul doi.
Forța care cauzează instabilitate, este cunoscută sub numele de forță elastică
critică, iar raportul dintre aceasta și forța de exploatare care acționează
asupra barei este demunit factorul elastic critic, λcr :
În normele în vigoare este
specificat că o valoare înseamnă că efectele
de ordinul II sunt nesemnificante și pot fi neglijate.
O valoare , în mode general indică o structură potențial nestabilă, caz
în care o analiză de ordinul doi este necesar a fi efectuată. Aceleași efecte
pot apărea și în cazul cadrelor metalice portal, în consecință orice forță
orizontală disturbatoare trebuie luată în considerare, pentru a putea realiza o
interpretare și o judecată a fenomenului de instabilitate. În mod normal
elementele cadrului au imperfecțiuni inițiale, generate de procesul de
producție sau de montajul structurii, acesta este un alt aspect care poate
genera instabilitate, fără luarea în considerare a unei forțe orizontale.
Instabilitatea în-afara
planului cadrului este verificată, ținându-se cont de lungimea efectivă a
elementelor individuale, între punctele de prinderi laterale. Acesta este o
metodă simplificată de proiectare a unei structuri simple, ținându-se cont de
comportarea structurii pe direcție longitudinală. Oricum în planul
cadrului rezistența la deplasarea
laterală, este conferită de rigiditatea elementelor și a îmbinărilor, din acest
motiv sunt necesare prevederi, care să țină cont și de legarea cadrului pe
direcție longitudinală nu numai prin intermediul riglelor de perete și al
panelor de acoperiș, dar și prin contravântuirile din pereții longitudinali și
din acoperiș.
Cadrele metalice portal pot
ceda fie prin pierdea stabilității generale, sau prin pierderea stabilității
locale. Pierderea stabilității locale se poate datora flambajului lateral prin
încovoiere răsucire a riglei cadrului, sau în unele cazuri a stâlpului.
Pentru a urmării
stabilitatea cadrelor metalice portal cu rigla acoperișului înclinată, s-au
analizat mai multe cadre având aceiași înălțime și deschidere, pante ale
acoperișului diferite, și de asemenea prinderi la baza stâlpului diferite.
Înainte de a trece la analiza propriu zisă, s-a realizat calibrarea lor pe baza
unor teste experimentale.
2.2 Cadrele studiate și modul de
analizare
Au
fost studiate un număr de cadre portal, având aceiași înălțime la streașină, cu
unghiuri de acoperiș diferite (10%, 20%) diferite moduri de prindere a
stâlpului la baza (Figura 2.3). Toate cadrele au rigla vutată și stâlpi cu
secțiune constantă sau variabilă după caz (Figura 2.4).
|
|
|
(a) articulat |
(b) semi-rigid |
(c) rigid |
Figura 2.3: Prinderea stalpului la
baza
|
|
(a) stâlp variabil (var) |
(b) stâlp constant (con) |
Figura. 2.4: Tipuri de cadre portal
Cadrele
notate var, au stâlpi cu secțiune variabilă de Clasă 1 până la Clasă 3, iar
cele notate con au stâlpi cu secțiune constantă de Clasă 1. Secțiunea
riglelor este de Clasă 1 pană la Clasă 3. Dimensiunile principale ale cadrelor
sunt prezentate în Tabelul 2.1. Oțelul utilizat este S235.
Analizele
efectuate sunt: 3D statică elasto-plastică și 3D de flambaj. Analizele spațiale
au fost efectuate cu programul ANSYS v5.4 iar elementele au fost modelate cu
elemente de tip SHELL43 plastice. Comportarea materialului a fost considerate
elastica-perfect plastica. In analizele 3D, au fost considerate blocaje
laterale ale riglei introduse de pane [1]. Blocajele laterale sunt de 4 tipuri
( Figura 1) și anume: tipul 1 fără blocaje laterale, tipul 2 blocarea
deplasării laterale, tipul 3 blocarea deplasării laterale cât și a rotirii,
tipul 4 blocarea deplasării laterale dar și a deplasării laterale a tălpii
comprimate (în punctele în care se dispun contrafișe).
|
|
|
|
(a) tip
1 |
(b) tip
2 |
(c) tip
3 |
(d) tip
4 |
Figura 2.5: Tipuri
de blocaje laterale
Tabelul 2.1: Dimensiuni principale
Nr. |
Code |
Tip cadru |
LxH |
Prinderea la baza |
α |
Rigla |
Stâlp |
|
constanta |
variabila |
|||||||
1 |
1C-1 |
var |
12x4.8 |
pin |
10% |
h=270 b=135 tf=10 tw=5 |
h=270...600 b=135 tf=10 tw=6 |
h=240...600 b=180 tf=12 tw=8 |
2 |
1C-1 |
var |
12x4.8 |
sem |
10% |
|||
3 |
1C-2 |
var |
12x4.8 |
pin |
20% |
|||
4 |
1C-2 |
var |
12x4.8 |
sem |
20% |
|||
5 |
3C-1 |
con |
12x4.8 |
sem |
10% |
h=270 b=135 tf=10 tw=5 |
h=270...600 b=135 tf=10 tw=6 |
h=400 b=180 tf=12 tw=8 |
6 |
3C-1 |
con |
12x4.8 |
rig |
10% |
|||
7 |
3C-2 |
con |
12x4.8 |
sem |
20% |
|||
8 |
3C-2 |
con |
12x4.8 |
rig |
20% |
Îmbinarea riglă-stâlp este rigidă și este prezentată
în Figura 2.4. Îmbinarea rigla-stâlp și prinderea stâlpului la bază au fost
modelate cu elemente de contact.
Încărcările verticale permanente și din zăpadă au
fost introduse în punctele de rezemare a panelor. O forță orizontală la coltul
cadrului a fost considerată ca 12% din cele verticale. De asemenea în calcul au
fost considerate și imperfecțiuni inițiale de înclinare și încovoiere.
Calibrarea modelelor
Modelele
spațiale au fost calibrate pe baza unor rezultate experimentale, obținute de
Halasz și Ivany. Geometria, dimensiunile secțiunilor, detaliu de baza a
cadrelor testate sunt prezentate în Tabelul 2.1.
2.3 Analiza de stabilitate.
Pentru
cadrele portal, deoarece în rigla se dezvoltă eforturi axiale semnificate,
problema stabilității este mult mai complexă decât în cazul cadrelor
multietajate [4]. După cum bine este cunoscut, elementele acestor cadre își pot
pierde stabilitatea prin flambaj cu încovoiere-răsucire. In conformitate cu EC3
(EN 1993-1-1) , elementele cu secțiuni de Clasă 1 și Clasă 2, pentru care
flambajul prin încovoiere-răsucire ar putea fi un mod de cedare, trebuie să
verifice:
Elementele
cu secțiuni de Clasa 3 solicitate la compresiune cu încovoiere, trebuie să
verifice următoarea relație:
Pentru
a observa comportarea cadrelor metalice considerate, acestea au fost supuse
unor analize neliniare elasto-plastice, analize realizate cu programul ANSYS.
In cadrul acestor analize au fost considerate blocaje de tipul 2 (Fig. 2.5).
Mecanismul de cedare diferă între cele două tipuri de cadre, instabilitatea se
produce după cum urmează: flambaj lateral prin încovoiere-răsucire a riglei
, cadre var, flambaj prin încovoiere-răsucire a riglei și stâlpului în cazul
cadrelor de tip con
|
|
(a) var |
(b) con |
Figura. 2.6: Instabilitatea locala a
elementelor
Comparația
intre rezultatele analizelor numerice și prevederilor în prEN1993-1-1 [5]
pentru elemente de Clasa 3, având talpa superioară blocată lateral sun
prezentate în tabelul următor:
Tabelul 2.2: Rezultate
comparative intre analiza cu MEF si norme
|
Cadru Nr. |
Fu [kN] |
|
Analiza MEF |
Norme |
||
1 |
344 |
260 |
|
2 |
349 |
275 |
|
3 |
394 |
285 |
|
4 |
402 |
303 |
|
5 |
297 |
198 |
|
6 |
313 |
208 |
|
7 |
336 |
210 |
|
8 |
361 |
227 |
Rezultatele demonstrează influenta pe care o au modul
de prindere a stâlpului la bază și unghiul de acoperiș la capacitatea ultimă a
cadrului.
Comportarea
cadrului sub efectul forțelor aplicate poate fi studiată și prin intermediul
unor analize de flambaj, rezultând în același timp și modul de flambaj al
cadrului. Aceste analize au fost făcute cu programul Ansys, v.5.4, rezultând
comportamentul spațial al cadrului. In aceste analize au fost considerate
blocajele laterale din Figura 2.5. Forța critică elastică pentru fiecare caz în
parte (tip cadru, tip prindere laterală) sun trasate în Figura 2.7.
Figura 2.7:
Valorile forțelor critice in funcție de tipul de blocaj lateral
S-a
observat că modul de flambaj și valorile forțelor critice depind de tipul de
prindere laterală a cadrului. Modurile proprii de flambaj sunt prezentate în
Figura 2.8 pentru diferite tipuri de prindere: tipul 1 flambaj lateral
al riglei la valori relativ scăzute ale forței critice (Figura 2.8 a), tipul
2 flambaj prin încovoiere-răsucire a riglei și stâlpului, forța critică
crește substanțial (Figura 2.8 b); tipul 3 flambaj prin
încovoiere-răsucire a riglei și a stâlpului, valoarea forței critice creste de
aproximativ trei ori față de cazul precedent (Figura 2.8 c); tipul 4
flambaj prin încovoiere-răsucire a riglei și stâlpului (Figura 2.8 d), lungimea
de flambaj a riglei fiind redusă datorită unui blocaj lateral suplimentar la
talpa comprimată înregistrându-se o creștere a forței critice față de cazul 2.
S-a observat de asemenea ca modul de flambaj este similar pentru cele doua
tipuri de cadre (stâlp cu secțiune constanta sau variabila).
a) prindere de tip 1 |
b) prindere de tip 2 |
c) prindere de tip 3 |
d) prindere de tip 4 |
Figura 2.8: Forme de flambaj
Din ultimele figuri se poate observa importanța
blocajelor laterale pentru imbunatatirea rezistența la flambaj a cadrelor.
2.4 Cazuri practice de proiectare
Rezultatele
prezentate în paragrafele anterioare se referă la un număr de cadre calibrate,
având diferite soluții de prindere a stâlpului la bază și diferite blocaje
laterale. In continuare vor fi analizate câteva cadre parter. Cadrele selectate
sunt des întâlnite în proiectarea curentă a halelor metalice, având stâlpi
articulați în fundație, cu secțiune variabilă, rigle vutate, și un unghi de
acoperiș de 80 (Figura 2.9). Lungimea vutei este de 0.15*L.
Dimensiunile și caracteristicile sunt date în Tabelul 2.3.
Figura 2.9: Geometria
cadrelor analizate
Tabelul 2.3: Dimensiunile principale ale secțiunilor
Tip cadru |
H [m] |
L [m] |
Dimensiuni h*b*tf*tw
[mm] |
||
stâlp |
Vuta-rigla |
Rigla constanta |
|||
var4x18pin |
4 |
18 |
(350
800)*220*12*10 |
(400
800)*200*12*10 |
400*200*10*8 |
var4x24pin |
4 |
24 |
(450
900)*280*15*10 |
(500
900)*250*15*12 |
500*250*12*10 |
var4x30pin |
4 |
30 |
(500
1200)*350*15*12 |
(550
1200)*300*15*12 |
550*300*15*10 |
var6x18pin |
6 |
18 |
(350
800)*220*12*10 |
(400
800)*200*12*10 |
400*200*10*8 |
var6x24pin |
6 |
24 |
(450
900)*280*15*10 |
(500
900)*250*15*12 |
500*250*12*10 |
var6x30pin |
6 |
30 |
(500
1200)*350*15*12 |
(550
1200)*300*15*12 |
550*300*15*10 |
var8x18pin |
8 |
18 |
(350
800)*220*12*10 |
(400
800)*200*12*10 |
400*200*10*8 |
var8x24pin |
8 |
24 |
(450
900)*280*15*10 |
(500
900)*250*15*12 |
500*250*12*10 |
var8x30pin |
8 |
30 |
(500
1200)*350*15*12 |
(550
1200)*300*15*12 |
550*300*15*10 |
Cadrele au fost supuse unor analize elasto-palstice
3D cu programul de element finite Ansys v.5.4. Toate cadrele au fost modelate
cu elemente de tip shell. In cadrul analizelor au fost aplicate blocaje
laterale de tip 2 (vezi Fig. 2.5). Oțelul utilizat fiind S235. Din Tabelul 2.3
se poate observa că pentru aceiași deschidere și înălțime diferită a cadrului a
fost păstrată aceiași secțiune de element.
O comparație între rezultatele obținute și normele de
proiectare este prezentată în Tabelul 2.4. Se observa că forțele ultime
obținute în urma analizelor neliniare el-plastice (mult mai apropiate de cazul
real) sunt superioare celor rezultate aplicând formulele din norme.
De asemenea crescând înălțimea structurii, forța
ultimă scade, aceasta poate fi explicată de rolul pe care stâlpul îl joaca în
comportarea globală a cadrului.
Mai
mult, nici în aceste cazuri nu a fost înregistrată o instabilitate globala, ci
una locală. Mecanismul de cedare fiind flambaj prin încovoiere-răsucire a
riglei sau a stâlpului, depinzând de înălțimea cadrului (Figura 2.10).
Tabelul 2.4: Rezultate
comparative MEF si Norme
|
Denumire cadru |
Fu [kN] |
|
Analiza MEF |
Norma |
||
var4x18pin |
615 |
418 |
|
var4x24pin |
967 |
551 |
|
var4x30pin |
1220 |
720 |
|
var6x18pin |
569 |
426 |
|
var6x24pin |
836 |
527 |
|
var6x30pin |
1100 |
696 |
|
var8x18pin |
544 |
407 |
|
var8x24pin |
796 |
523 |
|
var8x30pin |
1050 |
684 |
|
|
a) H=4 m |
b) H=6 m |
|
|
c) H=8 m |
Figura. 2.10: Moduri de cedare
3 STUDIUL DUCTILITATII CADRELOR METALICE PORTAL
3.1 Introducere
Structurile sunt proiectate uzual astfel încât o parte
din energia înmagazinata în timpul cutremurelor puternice sa fie disipată prin
deformații inelastice . Pentru prevenirea colapsului structurii, valorile
acestor deformații plastice trebuie limitate în conformitate cu ductilitatea
locala și globala a structurii și cu capacitatea de disipare a energiei.
În cazul utilizării metodei la stări limita,
proiectarea antiseismică a structurilor poate fi realizată în prezent prin
intermediul a două metode de analiză structurală. Prima metodă folosește
analiza dinamică neliniară care poate furniza cu un grad suficient de acuratețe
răspunsul în timp al structurii la acțiunea unor cutremure. Cea de-a doua
metoda se bazează pe analiza modala în domeniul elastic utilizând un spectru de
proiectare, care furnizează, funcție de perioada T, pseudo-spectrul normalizat
al accelerației, necesar pentru un anumit nivel al răspunsului inelastic Aceste
spectre inelastice se obțin în normele de proiectare antiseismică modificând
spectrul de răspuns elastic de proiectare prin intermediul factorului q, care
ia în considerare capacitatea structurii de disipare a energiei.
Evaluarea corectă a
factorului q, care poate fi definit ca raportul dintre valoarea accelerației
care conduce la cedarea structurii și valoarea accelerației corespunzătoare
formării primei articulații plastice, necesită realizarea unor analize dinamice
pentru diferite tipuri de miscări seismice. Performanțele globale seismice ale
cadrelor metalice portal pot fi evaluate printr-o analiză neliniară inelastică
de tip pushover. Pentru analiza neliniară pushover, cadrele sunt încărcate cu o
forță orizontală crescătoare (Figura 3.1), acesta deformându-se lateral în
funcție de magnitudinea forței aplicate.
|
|
Figura 3.1 - Analiza inelastică
Pushover
Sub acțiunea forței
orizontale, structura se comportă elastic până la apariția primei articulații
plastice corespunzător factorului de amplificare αe, după care
structura se comportă inelastic până la colapsul acesteia.
3.2 Cadrele studiate și metodele de
analiză
Au fost studiate patru cadre, având aceiași
deschidere și înălțime, dar două pante diferite. Toate cadrele au rigle vutată
și stâlpi cu secțiune constantă sau variabilă. Mai multe detalii sunt
prezentate în Tabelul 2.1.
Cazul 1C corespunde stâlpilor cu secțiune variabilă
cuprinsă între Clasa 1 și Clasa 3. 3C reprezintă cazul cu stâlpi constanți de
Clasă 1. Riglele au secțiuni intre Clasa 1 și 3 în toate cazurile. Otelul
utilizat este S235.
Analizele efectuate sunt următoarele: analiză 2D
statică elasto-plastică, analiză 2D neliniară time-history, analiză 3D statică
elasto-plastică. Analizele 2D au fost realizate cu programul Drain 3DX, iar
analizele 3D cu programul de elemente finite ANSYS. In cazul programului Drain
3DX, cadrele au fost modelate cu elemente de tip fibră, iar în cadrul
analizelor în ANSYS, au fost utilizate elemente SHELL43. In ambele analize a
fost considerat un material având un comportament biliniar elasto-plastic. In
analizele 3D, au fost considerate blocaje laterale ale riglei datorate panelor
[1]. Blocajele laterale sunt de 4 tipuri ( Figura 2.5) și anume: tipul 1 fără
blocaje laterale, tipul 2 blocarea deplasării laterale, tipul 3 blocarea
deplasării laterale cât și a rotirii, tipul 4 blocarea deplasării laterale
dar și a deplasării laterale a tălpii comprimate (în punctele în care se dispun
contrafișe).
Îmbinarea rigla-stâlp este rigida conform Figurii 2.4.
Pentru analizele 2D capacitatea și rigiditatea la rotire a îmbinării
riglă-stâlp cât și prinderea stâlpului la bază au fost evaluate în
conformitatea cu metoda componentelor din EN 1993-1-8 [2]. In cadrul analizelor
3D îmbinarea riglă-stâlp și prinderea stâlpului la bază a fost modelată
utilizând elemente de contact.
Figura 3.2 Secțiune dublu T modelata
cu elemente de fibra
Modelarea cu elemente de tip fibră a unei secțiuni
dublu T este prezentată în Figura 3.2. Secțiunea elementului a fost împărțită
într-un număr de fâșii, concentrând proprietățile fiecărei fâșii în centru ei
de greutate.
3.3 Ductilitatea cadrelor portal
Metoda spectrului de capacitate
Metoda spectrului de capacitate compară capacitatea
efectivă a structurii cu cerința de capacitate indusă de mișcarea seismică.
Relația între capacitatea efectivă și cea necesara poate fi reprezentată
utilizând două metode: (1) un răspuns spectral liniar-elastic cu o amortizare
ridicată; (2) răspuns spectral inelastic. Cum s-a putut observa și din
paragraful anterior, cadrele metalice portal sunt caracterizate printr-o clasă
de ductilitate redusă spre medie, fiind recomandată prima metodă. In
consecință, capacitatea spectrală necesară a structurii, ca efect a mișcării
seismice, poate fi construită prin trasarea spectrului accelerație, linear
elastic , Sa, pentru un sistem cu un singur grad de libertate
raportat la spectrul deplasărilor, Sd, pentru o valoare dată a
amortizării vâscoase, ξ. Acesta se va trasa utilizând formula:
Figura 3.3
Spectrul de capacitate
Forța laterală și capacitatea de deplasare a
structurii vor fi reprezentate utilizând relația forță-deplasare globală
(F-Δ) obținută în urma unei analize neliniare de tip pushover.
Presupunând că răspunsul seismic global al structurii este dat de primul mod
fundamental de vibrație, curba pushover poate fi convertită într-o relație
accelerație-deplasare idealizată (a*-Δ*),
corespunzătoare unui sistem cu un singur grad de libertate, după cum urmează:
unde m* reprezintă masa unui sistem echivalent
cu un singur grad de libertate, iar Γ este factorul de participare global
[4]. Relația a*-Δ* (curba de capacitate) este
trasată împreună cu spectrul Sa-Sd, pentru o valoare a
amortizării vâscoase ξ=5%, în Figura 3.3. Punctele de intersecție ale
celor două curbe reprezintă accelerația și deplasarea necesară unei proiectări
antiseismice. Aceste valori corespunzătoare deplasării, vor fi luate în
considerare în continuare pentru a stabilii starea limită a structurii.
Performanțe seismice, factorul q
Performanțele seismice globale a cadrelor au fost
evaluate utilizând o analiză statică neliniară, echivalentă (analiza push-over)
și o analiză neliniară time-history. Analizele push-over au fost realizate pe
cadre spațiale, analize în cadrul cărora au fost simulate, individual, toate
cele patru tipuri de blocaje laterale (vezi Figura 2.5). Forța seismică fiind
evaluată în conformitate cu prevederile EC8. In cazul analizelor neliniare
time-history, a fost utilizată accelerograma unui seism.
In conformitate cu prima metoda, factorii q,
calculați utilizând equatia de mai jos, sunt trecuți în Figura 3.4.
unde:
T - este perioada fundamentală
de vibrație;
αcr
- este factorul critic elastic de multiplicare a forțelor gravitaționale
(αcr=Vcr/V);
αu
- factorul de multiplicare a forțelor orizontale corespunzătoare colapsului
structurii;
αy- factorul de multiplicare a forțelor orizontale
corespunzătoare primei articulații plastice.
Figura 3.4 Valorile factorului q calculate cu ecuația
Valoarea factorilor q din Figura 3.4, confirmă
valorile prevăzute în EN 1998-1 [5] pentru structuri nedisipative (q=1.5). De
asemenea, se poate concluziona că, cadrele metalice portal, ar trebui
proiectate în conformitate cu conceptual de structura slab disipativă pentru
care q ia valori între 1.5 și 2.5. De asemenea redundanta și supra rezistența
structurii, datorate prinderii laterale și a modului de prindere a stâlpului la
bază au un rol important. Valorile subunitare obținute pentru tipul de prindere
1, q<1, se datorează efectului dominant pe care Pcr îl are în Eq.
(3). Structurile menționate, nu sunt prinse lateral, fiind foarte sensibile la
fenomenul de instabilitate. Sub acțiunea seismică ele ar ceda prematur prin
instabilitate dinamică.
Factorul q, a fost calculat și prin intermediul unei
analize neliniare time-history, care este mult mai apropiat de definiția lui
reală (raportul dintre factorul corespunzător colapsului structurii și cel
corespunzător atingerii limitei de curgere). Accelerograma folosită în cadrul
analizei neliniare dinamice este El Centro Site Imperial Valley Irrigation
District Comp S00E (Fig. 3.5).
Figura 3.5 Accelerograma (ELCEN S00E)
Trebuie subliniat că nu a fost înregistrat colapsul
structurii în nici unul din cazuri. In aceste condiții colapsul teoretic a fost
considerat deplasarea corespunzătoare spectrului de capacitate pentru
proiectarea structurii. Astfel valoarea factorului de reducere a miscarii
seismice, calculat ecuația de mai jos), este prezentat în Figura 3.6.
Figura 3.6 Comparație factorul q
Ansys-Drain 3DX
Din Figura 3.7, putem observa că valorile obținute
din analiza dinamică sunt de nivelul celor din analiza neliniară statică, în
care a fost simulat tipul de prindere 4, însă valorile sunt ceva mai mici.
3.4 Cazuri practice de proiectare
Rezultatele prezentate pana in momentul de fata s-au
referit la un număr de cadre calibrate pe baza unor teste de laborator. Acestea
fiind alese ca fiind oarecum echivalente cu cadrele testate, păstrând aceiași
deschidere, inaltime si panta a acoperișului. In continuare vor fi prezentate
rezultatele obținute pentru un număr de cadre utilizate in proiectarea curenta
(Figura 2.9). Acestea au deschideri diferite inaltimi diferite si panta
acoperișului de 8o. Toate cadrele au stâlpii cu secțiune variabila,
iar riglele cadrului sunt vutate pe o lungime 0.15L, îmbinarea rigla stâlp
fiind considerata rigida, rigla prinzându-se pe capul stâlpului. Prinderea in
fundație a acestor tipuri de cadre s-a considerat a fi articulata (Figura 3.7).
Proiectarea acestora s-a realizat tinandu-se cont de ipotezele de încărcare
permanenta si zăpada (ipoteze care conduc la combinația cea mai defavorabila),
rezultând in final secțiunile prezentate in Tabelul 2.3.
Figura 3.7. Prinderea articulate a
stalpului la baza
Pentru determinarea incarcarilor aferente ipotezelor
de calcul au fost considerate următoarele cazuri de încărcare:
Combinația de încărcare folosita a fost:
unde
Performanțe seismice, factorul q
Pentru determinarea factorilor care intra in ec. (3)
au fost realizate: analize pushover plane (determinarea factorilor
αu si αy, cat si pentru identificarea poziției
articulațiilor plastice punctuale in acest caz), analize modale (pentru
identificarea perioadelor corespunzătoare primului mod de oscilație), analize
elastice de flambaj spațiale ( pentru determinarea factorului critic de
flambaj αc).
Analizele plane s-au realizat cu programul Sap2000 , care
operează numai cu elemente de tip bară, iar analizele 3D au fost realizate cu
programul de elemente finite ANSYS, în cadrul căruia discretizarea cadrelor s-a
realizat cu ajutorul elementelor de tip shell. In ambele analize s-a
considerat un comportament bilinear, elastic-perfect plastic, al materialului.
S-a utilizat OL37 (S235), cu limita de curgere fy=235 N/mm2.
In cazul analizei 3D, deplasările laterale ale riglelor si stâlpilor cadrului
s-au considerat blocate la talpa exterioara a elementului de către de riglele
de perete, panele de acoperiș și contrafișe la talpa inferioara în unele
cazuri. S-au simulat patru tipuri de blocaje laterale. (Figura 2.5)
Rezultatele analizelor prezentate anterior sunt
trecute in tabelul 3.1:
Tabelul 3.1: Rezultatele analizelor
Tip cadru |
Fe [kN] |
Fu [kN] |
T [sec] |
β |
αcr |
|||
prindere 1 |
prindere 2 |
prindere 3 |
prindere 4 |
|||||
var4x18pin |
169.50 |
175.04 |
0.47 |
0.53 |
0.51 |
4.34 |
11.20 |
8.69 |
var4x24pin |
317.96 |
350.71 |
0.37 |
0.63 |
0.67 |
3.50 |
10.07 |
8.51 |
var4x30pin |
480.58 |
501.03 |
0.35 |
0.65 |
0.12 |
3.71 |
10.99 |
7.83 |
var6x18pin |
107.60 |
115.70 |
0.65 |
0.50 |
0.54 |
4.21 |
10.80 |
8.96 |
var6x24pin |
203.19 |
219.83 |
0.58 |
0.50 |
0.18 |
4.68 |
10.50 |
8.83 |
var6x30pin |
309.89 |
334.66 |
0.54 |
0.50 |
0.11 |
3.37 |
8.41 |
6.70 |
var8x18pin |
75.60 |
86.10 |
0.93 |
0.50 |
0.53 |
4.02 |
8.26 |
6.00 |
var8x24pin |
148.01 |
163.47 |
0.81 |
0.50 |
0.12 |
2.77 |
7.18 |
5.54 |
var8x30pin |
224.21 |
249.54 |
0.75 |
0.50 |
0.11 |
2.66 |
6.58 |
5.42 |
Factorii q calculați conform Eq (3), utilizând
valorile din Tabelul 3.1 sunt prezentați in figura 3.8, pentru fiecare tip de
cadru in parte.
Figura 3.8 Factori de reducere a
incarcarii seismice
4. COMPORTAREA IMBINARILOR CADRELOR METALICE
PORTAL
4.1. Introducere
Halele industriale moderne au structura de rezistenta
realizata din cadre metalice portal având secțiuni zvelte de clasa 3 și 4.
Elementele structurale au secțiune variabila in concordanță cu starea de
eforturi din elementele componente.
Deoarece in rigla se dezvolta forte axiale de
compresiune semnificative, problema stabilității este mult mai complexa decât
în cazul structurilor multietajate. Daca nu sunt prevăzute blocaje laterale,
rezistenta la flambaj lateral prin încovoiere răsucire este în general scăzută.
Panele de acoperiș și riglele de perete în conlucrare cu învelitoare introduc
un efect de blocare laterală, dar care este destul de dificil cuantificabil
pentru proiectarea curentă.
Îmbinarea rigla-stâlp la structurile mai sus amintite
se realizează în general cu placa de capăt extinsă, pe capul stâlpului (Figura 4.1).
Figura 4.1. Îmbinare tipica
rigla-stâlp
Normele de proiectare din România tratează doar
verificarea șuruburilor solicitate la diferite eforturi (axial, forfecare,
încovoiere, combinații ale acestora), astfel proiectarea unei îmbinări se
rezumă doar la verificarea șuruburilor și anume: verificarea la întindere in tija șurubului, verificarea la presiune pe
gaura si verificarea la forfecare. Insă pentru verificarea îmbinării ca un
ansamblu acest lucru nu este suficient, astfel trebuiesc avute în vedere si
elemente care intra in componenta îmbinării: inima și tălpile riglei, inima și
tălpile stâlpului, placa de capăt. Cele prezentate mai sus nu se refera doar la
îmbinările rigla-stâlp a cadrelor metalice portal, ci la toate îmbinările
realizate cu șuruburi. De asemenea în analiza globală a structurii este foarte
importantă și rigiditatea inițială a îmbinării, pentru a determina eforturile
interne realiste, care pot diferi semnificativ în cazul unor îmbinări
semi-rigide.
In cadrul programului de cercetare au fost selectate
un număr de îmbinări, dimensionate în conformitate cu metoda componentelor din
EN 1993-1.8, iar în final aceleași îmbinări au fost analizate cu metoda
elementelor finite. Rezultate obținute vor fi comparate și de asemenea vor fi
făcute câteva comentarii legate de modul de comportare a acestor tipuri de
îmbinări.
4.2. Metoda
componentelor - generalități
Metoda componentelor poate fi prezentată ca o
aplicație a binecunoscutei metode a elementelor finite pentru calcularea
îmbinărilor structurale. Ca o caracteristica a metodei, nodul este considerat
ca un tot unitar, și este studiat în consecință. Originalitatea metodei
componentelor constă în a considera orice îmbinare ca un set de componente
individuale. In cazul particular al cadrelor metalice portal (îmbinare cu
placa de capăt extinsă, supusă la moment încovoietor și forță axiala)
componentele relevante sunt următoarele (vezi Figura 4.2):
Figura 4.2. Identificarea
componentelor
Fiecare din componentele prezentate anterior posedă o
rezistență și o rigiditate la compresiune, tensiune și forfecare. Coexistența
câtorva componente în cadrul aceluiași nod (spre exemplu în cazul de față
panoul de inimă al riglei, care este solicitat în același timp la compresiune,
tensiune și forfecare) poate conduce la interacțiunea eforturilor rezultând în
final o scădere a rezistentei și rigidității pentru fiecare componenta în
parte.
Aplicarea metodei componentelor constă în mai mulți
pași și anume:
a)
identificarea componentelor pentru îmbinarea aleasă;
b)
evaluarea rezistentei și/sau a rigidității fiecărei
componente în parte (rigiditate inițială, rezistență de calcul);
c)
asamblarea componentelor în vederea determinării rezistentei
și/sau a rigidității pentru
întreaga îmbinare.
4.3.
Îmbinările studiate și metodele de analiza
Pentru analiza au fost selectate un număr 3 îmbinări.
Diferența dintre îmbinările selectate este data de clasa secțiunii elementelor
componente după cum urmează: J2-3 (stâlp
si rigla cu tălpi de clasa 2 si inima de clasa 3); J2-4 (stâlp si rigla cu
tălpi de clasa 2 si inima de clasa 4); J3-4 (stâlp si rigla cu tălpi de clasa 3
si inima de clasa 4). Îmbinarea a fost extrasa dintr-un cadru având deschiderea
de 18 m și înălțimea de 4 m, dimensionat luând în calcul încărcările aferente
zonei București și au fost configurate astfel încât rezistența și rigiditatea
cadrului să rămână aproximativ la același nivel. Dimensiunile îmbinărilor
rezultate sunt trecute în Tabelul 4.1.
Tabelul 4.1. Dimensiunile îmbinărilor
analizate.
Denumire îmbinare |
Stâlp |
Rigla |
Configurație îmbinare |
J2-3 |
650*240*15*8 |
650*200*12*8 |
|
J2-4 |
700*240*16*6 |
700*200*12*6 |
|
J3-4 |
700*280*12*6 |
700*230*10*6 |
Șuruburile utilizate pentru realizarea îmbinărilor
sunt M20 gr 10.9, utilizând 8 rânduri de șuruburi în cazul îmbinărilor J2-3 și
9 rânduri în cazul îmbinărilor J2-4, respectiv J3-4. Placa de capăt utilizată
pentru realizarea îmbinărilor are grosimea tp=20 mm în toate
cazurile.
Îmbinările au fost verificate în conformitate cu
metoda componentelor, rezultând în final capacitatea portantă a îmbinării,
ținându-se cont de influenta diferitelor componente. De asemenea au fost
analizate și prin intermediul unor analize elasto-plastice cu MEF, utilizând
pentru discretizare elemente de tip shell, iar intre plăcile de capăt au fost
utilizate elemente de contact (Figura 4.3).
Figura 4.3. Discretizarea îmbinărilor
pentru analiza MEF
Materialul utilizat atât la verificarea cu metoda
componentelor cât și în cadrul analizelor numerice cu element finit este S355
(OL52). In cazul analizelor neliniare elasto-plastice, a fost utilizată o
comportare biliniară a materialului, având limita de curgere de 355 N/mm2
(Figura 4.4). Nodurile au fost încărcate static cu o forța verticala
concentrata, la distanta de 2020 mm fata de axa stâlpului.
Figura 4.4. Curba de material
(σ-ε) S355
4.4.
Rezultatele analizelor
Dupa cum a fost descris si in paragraful precedent,
îmbinările au fost analizate prin doua metode si anume: metoda componentelor si analiza neliniara elasto-plastica.
Rezultatele obținute in urma analizării nodurilor prin intermediul metodei
componentelor din EN 1993-1.8, sunt trecute in Tabelul 2.
Tabelul 4.2. Rezultate metoda
componentelor
Denumire îmbinare |
Mpl,Rd [kNm] |
[kN] |
Rigiditate inițială Sj.ini [kNm] |
Clasificare |
Greutate îmbinare [kg] |
J2-3 |
524 |
259 |
64497.7 |
Semi-rigid |
350.2 |
J2-4 |
485 |
240 |
46564.9 |
Semi-rigid |
330.5 |
J3-4 |
491 |
243 |
48731.2 |
Semi-rigid |
336.6 |
Din tabelul anterior se poate observa in toate
cazurile îmbinările au un comportament semi-rigid, fapt care ar trebui avut in
vedere în analiza structurala, in ideea obținerii unor eforturi și deplasări
reale în structura. De asemenea placa de capăt la încovoiere este componenta
slabă a îmbinărilor alese, componentă care influențează capacitatea portanta
finala a îmbinării.
In urma analizelor neliniare elasto plastice au fost
trasate curbele de comportament corespunzătoare fiecărei îmbinări,
(forță-deplasare), vezi Figura 4.5. In Tabelul 4.3 sunt trecute valorile
forțelor ultime și elastice corespunzătoare fiecărei îmbinare în parte, cat și
raportul dintre aceste două.
Figura 4.5 reprezintă foarte bine comportamentul
îmbinărilor sub efectul încărcărilor aplicate static, și totodată scoate în
evidență capacitățile ultime și plastice ale îmbinărilor considerate.
Capacitățile ultime sunt ceva mai mari decât cele obținute în urma verificării
cu metoda componentelor.
Figura 4.5. Curba neliniară F-d
Tabelul 4.3. Rezultate analiza
neliniară
Denumire îmbinare |
Fel [kN] |
Fu [kN] |
|
J2-3 |
274 |
502 |
1.83 |
J2-4 |
274 |
473 |
1.73 |
J3-4 |
323 |
455 |
1.41 |
S-a observat ca în toate cele trei cazuri, înainte de
cedarea îmbinării, apare o cedare prematură a riglei cadrului (vezi Figura 4.6).
Acest lucru este satisfăcător, deoarece în cazul de față nu trebuie sa ne punem
problema cedării unei componente a îmbinării, ceia ce conduce la concluzia ca
îmbinarea a fost corect detaliată și dimensionata.
Îmbinare J2-3 |
Îmbinare J2-4 |
Îmbinare J3-4 |
Figura 4.6. Moduri de cedare
4.5 Teste experimentale
Pornind de la rezultatele obținute anterior si
utilizând acealeasi îmbinări, este in curs de realizare un set de teste
experimentale care sa intareasca rezultatele obținute in urma analizelor
efectuate. Testele experimentale se vor realiza (specimenele pentru încercare
existând deja) incinta Laboratorului departamentului de Construcții Metalice si
Mecanica Construcțiilor al Universitatii Politehnica din Timișoara. Standul
experimental este prezentat in figura următoare.
5. CONCLUZII
Industria construcțiilor metalice aflându-se intr-o reala
ascensiune, cererea mare de pe piața de hale metalice, cat si lipsa unor
prescripții de proiectare, din normele de calcul romanești au condus la
începerea unei activitati de cercetare in domeniu la Departamentul de
Construcții Metalice si Mecanica Construcțiilor din cadrul
Universitatii Politehnica din Timișoara.
Cadrele metalice portal, utilizate in mare masura la
realizarea halelor industriale, sunt realizate din placi zvelte prin sudare.
Proiectarea cadrelor metalice parter implică forme și detalii structurale
diferite de cele utilizate pentru alte tipuri de structuri. Ca rezultat, modul
de calcul pentru dimensionarea acestor cadre diferă de cel întâlnit în
proiectarea uzuală a celorlalte tipuri de structuri. Elementele cadrului au
sectiuni variabile in concordanta cu distributia momentului de incovoiere in
lungul elementului. Pentru aceste tipuri de structuri, calculul plastic nefiind
foarte eficient datorita sectiunilor zvelte de clasa 3 si 4. Daca nu se prevad
legaturi inafara planului cadrului rezistenta acestuia la flambaj prin
incovoiere rasucire este in general scazuta. Panele de acoperis si riglele de
perete pe care reazema acoperisul si peretii din tabla cutata introduc un efect
de rigiditate inafara planului, insa este dificil de a cuantifica aceasta
valoare a rigiditatii pentru proiectarea ulterioara a cadrului. De fapt normele de calcul nu iau in considerare acest efect. Exista
insa recomandari pentru proiectarea acestor tipuri de cadre cu elemente
variabile, dar fara a considera efectul benefic al riglelor de perete si
panelor de acoperis.
In întreg ansamblul cadrului un rol major este jucat
de îmbinările dintre elemente cat si de modul de prindere a stâlpului in
fundație. Acesta din urma, daca nu este detaliat corespunzător, generează
eforturi suplimentare in fundație care conduc la o dimensionare ne-economica a
fundațiilor. Daca in momentul de fata, mulți proiectanți de structuri,
limitează verificarea îmbinărilor la efortul maxim de întindere in șurub, acest
lucru s-a dovedit a fi incorect deoarece in comportarea globala a îmbinării un
rol major îl joaca si celelalte elemente componente cum ar fi: placa de capăt,
existenta rigidizărilor, panoul de inima, dar si tălpile elementelor
componente.
Rezultatul acestui studiu a scos în evidență
eficiența prinderii laterale a cadrului, realizată în practică prin panele de
acoperiș, riglele de perete și a contrafișelor, în ce privește stabilitatea
globală a cadrelor portal. Acestea împiedică pierderea stabilității laterale,
care ar putea afecta comportamentul întregului cadru.
Modul de cedare înregistrat este flambaj prin
încovoiere-răsucire a riglei sau a stâlpului. Pentru a îmbunătății capacitatea
portantă a cadrului, ar trebui prevăzute contrafișe la talpa comprimată a
riglei.
Cedarea generala a
structurii nu a apărut in nici unul din cazuri, sub încărcări statice, chiar
dacă au fost înregistrate deplasări mari. In acest caz, starea limită ultimă ar
putea fi exprimată fie prin raportul de plasticizare al secțiunilor, sau prin
limitarea deplasării verticale inelastice.
In ce privește capacitatea de disipare, rezultatele
scot în evidenta rolul jucat de modul de prindere al stâlpului la bază în
comportarea seismică a cadrului. După cum este si normal, prinderea rigida a
cadrului la baza, conferă o mai buna capacitate de disipare. Capacitatea de
disipare este de asemenea influentata si de tipul de blocaj lateral, o mai buna
legare laterala a cadrului conduce la o capacitate de disipare mai mare.
Valorile factorului q obținute in cazul tipului de
prindere 1 sau superior, indica un comportament disipativ global destul de bun
a acestor tipuri de cadre. Articulațiile plastice s-au dezvoltat in secțiunile
riglelor constante (trecerea de la sectiune constanta la sectiune variabila),
clasa secțiunii in acest caz fiind 2 sau 1. In acest caz pentru exprimarea
caracterului disipativ, in proiectarea curenta s-ar putea utiliza un factor de
comportare superior valorii de 2 (q>2), maxim admis secțiunilor de clasa 3.
Practic colapsul structurii nu a apărut în nici unul
din cazurile analizate, chiar daca au fost înregistrate deplasări mari. In
acest caz, starea limită ultimă ar putea fi exprimată prin limitarea driftului
inelastic.
Rezultatele obținute confirma valoarea de 1.5 a factorului de
reducere a încărcării seismice propus in draftul final al EN 1998-1. Oricum,
dacă principiile proiectării anti-seismice sunt corect aplicate, și structura
este bine legată împotriva pierderii stabilității prin flambaj cu încovoiere
răsucire, redundanța și supra-rezistența rezultate, ar putea îmbunătății
această valoare.
Referitor la comportarea îmbinărilor rigla-stâlp cu
placa de capăt extinsa, studiul efectuat a scos în evidență importanța pe care
o are verificarea unei îmbinării în conformitate cu metoda componentelor,
ajungându-se la concluzia ca nu șuruburile reprezintă neapărat punctul slab al
unei îmbinări, ci elementele componente ale îmbinării respective.
In toate cazurile îmbinările au rezultat a avea un
comportament semi-rigid și nu rigid cum se consideră în mod normal în analiza
curentă a unui cadru. Acest lucru ar trebui avut în vedere în proiectarea
curentă a unui cadru portal, deoarece starea de eforturi în structura ar putea
diferi semnificativ.
De asemenea s-a observat ca cedarea ar putea avea loc în afara îmbinării și anume în vuta riglei, fără a fi afectate componentele îmbinării. Acest lucru s-a întâmplat în special în cazul analizelor neliniare elasto-plastice. Rezervele plastice ale îmbinărilor sunt influențate în mare măsură de zveltețea tălpilor și nu a inimii.
6.
BIBLIOGRAFIE
ENV 1993-1-1 Eurocode 3: Design of steel structures
Part 1.1: General rules and rules for bulidings, 1992;
L.J. Morris and K. Nakane : Experimental behaviour of
haunched member, Instability and plastic collaps of structure, Granada
Publishing, 1983;
O. Halasz and M. Ivany : Test with simple
elastic-plastic frames, Periodica Polytehnica, Budapest, November 1978;
J.M. Davies : Inplane stability in portal frames, The
Structural Engineer, Vol. 68, No. 8, p. 141-147, 1990;
F.M. Mazzolani and V. Piluso: Seismic Design of
Resistant Steel Frames, E & FN Spon, London, 1996;
EN
1998-1 Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance Part 1:
General rules, seismic actions and rules for buildings, CEN/TC250/SC8, Draft No
4, December 2001;
D. Dubina, I. M. Cristutiu, V.
Ungureanu, Zs. Nagy : Stability and ductility performances of light steel
industrial building portal frames, 3-rd European Conference of
Steel Structures, Eurosteel 2002, Coimbra-Portugal;
I.M. Cristutiu : Stability and
ductility of pitched roof portal frames for industrial steel buildings, 10-th
European Summer Academy 2002, Advanced study in Structural engineering and CAE,
Bauhaus University- Weimar, Weimar, Germania, 29iul. 10 aug., 2002 ;
I.M. Cristitiu : Criterii de proiectare
pentru halele metalice cu structurǎ din cadre portal cu elemente cu
secțiuni variabile de clase 3 si 4 amplasate in zone seismice. Normative de
proiectare. Soluții constructive. Referat nr. 1 in vederea intocmirii tezei de
doctorat;
I.M. Cristutiu : Studiul Stabilitatii si
ductilitaii halelor metalice usoare cu structuri in cadre. Lucare de disertatie
master : Structuri si Tehnologii Noi pentru Constructii
prEN 1993-1-8 Eurocode 3: Design of steel structures
Part 1.8: Design of joints, 2002
STAS 10108/0-78: Calculul
elementelor din otel, Instutul roman de standardizare
Jaspart JP.
Etude de la semi-rigidite des noeuds pouter-colonne et son influence sur la
résistance des ossatures en acier. Phd. Thesis, Department MSM, Université de
Liège, 1991