CM - Crosti - Connessioni in Acciaio

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Lezione di Costruzioni Metalliche
Ing.Chiara Crosti
12 Dicembre 2013

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CM - Crosti - Connessioni in Acciaio

  1. 1. ROMA, 12 DICEMBRE 2013 CONNESSIONI IN ACCIAIO Corso di Costruzioni Metalliche Tenuto dal Prof. Ing. Franco Bontempi Anno Accademico 2012/2013 Ing. Chiara Crosti “Sapienza” Universita’ di Roma chiara.crosti@uniroma1.it, chiara.crosti@stronger2012.com
  2. 2. CASE HISTORY chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  3. 3. CASE HISTORY Crollo di capannoni a seguito del sisma, Maggio 2012 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  4. 4. CASE HISTORY Crollo di capannoni a seguito del sisma, Maggio 2012 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  5. 5. CASE HISTORY I-35W Bridge, 1 Agosto 2007, Minnesota chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  6. 6. CASE HISTORY I-35W Bridge, 1 Agosto 2007, Minnesota U10-W [*] National Transportation Safety Board, “Collapse of I-35 W Highway Bridge, Minneapolis, Minnesota, August 1, 2007” Accident Report, NTSB/HAR 08/03 PB 2008-916213, Washington D.C. 20594. 2008. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  7. 7. CASE HISTORY BOWED GUSSET PLATE AT NODE U10 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  8. 8. BRIDGE COLLAPSE 12/44 8/31 chiara.crosti@uniroma1.it
  9. 9. BRIDGE COLLAPSE 25/44 /31 chiara.crosti@uniroma1.it
  10. 10. CASE HISTORY WORLD TRADE CENTER 5, September 11th, 2011 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  11. 11. CASE HISTORY WORLD TRADE CENTER 5, September 11th, 2011 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  12. 12. CASE HISTORY WORLD TRADE CENTER 5, September 11th, 2011 Fema chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  13. 13. CASE HISTORY WORLD TRADE CENTER 5, September 11th, 2011 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  14. 14. CASE HISTORY WORLD TRADE CENTER 5, September 11th, 2011 World Trade Center 5 Failure Analysis, Kevin J. LaMalva, Jonathan R. Barnett, Ph.D. and Donald O. Dusenberry, P.E chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  15. 15. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  16. 16. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI UNIONI IN ACCIAIO Unioni correnti: servono per creare profili composti a partire da ferri piatti e cantonali (profili che non esistono sui sagomari, come travi alte e profili a cassone) Unioni di forza: uniscono tra lori i vari elementi strutturali per formare l’intera costruzione I giunti tra gli elementi sono realizzati nelle zone di diffusione (D regions): - Sono sede di concentrazioni di sforzi - Non vale la teoria della trave di Bernoulli (non sono verificate le ipotesi alla base della teoria di De Saint Venant) - Le indicazioni progettuali sono basate su teorie e modellazioni semplificate supportate da analisi sperimentali o numeriche Immagine da http://dankuchma.com/stm Lo studio accurato delle unioni è fondamentale perché i collegamenti possono costituire il punto debole della struttura. “TECNICA DELLE COSTRUZIONI Basi della progettazione Elementi intelaiti in acciaio”. F. Bontempi, S. Arangio, L. Sgambi. Carocci, Roma. 2008” chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  17. 17. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI ZONE NODALI IN UN TELAIO IN ACCIAIO 1) Trave-colonna singolo 2) Trave-colonna doppio 3) Continuità trave-trave 4) Continuità colonna-colonna 5) Colonnafondazione Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  18. 18. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI ZONE NODALI IN UN TELAIO IN ACCIAIO 1) Trave-colonna singolo 2) Trave-colonna doppio 3) Continuità trave-trave 4) Continuità colonna-colonna 5) Colonnafondazione Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  19. 19. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI ZONE NODALI IN UN TELAIO IN ACCIAIO 1) Trave-colonna singolo 2) Trave-colonna doppio 3) Continuità trave-trave 4) Continuità colonna-colonna 5) Colonnafondazione Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  20. 20. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI ZONE NODALI IN UN TELAIO IN ACCIAIO 1) Trave-colonna singolo 2) Trave-colonna doppio 3) Continuità trave-trave 4) Continuità colonna-colonna 5) Colonnafondazione Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  21. 21. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI ZONE NODALI IN UN TELAIO IN ACCIAIO 1) Trave-colonna singolo 2) Trave-colonna doppio 3) Continuità trave-trave 4) Continuità colonna-colonna 5) Colonnafondazione Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  22. 22. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI SISTEMI DI COLLEGAMENTO CHIODATI BULLONATI SALDATI cerniera •Cadute in disuso; •Poiché montati a caldo, nei gambi si generavano spesso tensioni di trazione che portavano anche alla rottura del chiodo stesso; • Non possono essere scomposte a meno che non si distruggano gli elementi di connessione. •Facilità e velocità di montaggio e smontaggio; • Flessibilità della struttura nel caso debba essere modificata per rispondere a nuove esigenze distributive; • Riutilizzo delle parti strutturali; •Gli elementi strutturali sono indeboliti dalla presenza dei fori; • La presenza dei fori comporta una distribuzione delle tensioni caratterizzata da punte locali . •Collegamenti più rigidi; • Si evita l’indebolimento dovuto ai fori dei bulloni; • Le saldature occupano meno spazio. I giunti sono più snelli; •Gli elementi da unire non devono subire un trattamento iniziale (per le bullonature bisogna realizzare i fori). chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  23. 23. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI ASPETTI NORMATIVI NTC 2008 4.2.8.1 Unioni con bulloni, chiodi e perni soggetti a carichi statici 4.2.8.2 Unioni saldate 4.2.8.3 Unioni soggetti a carichi a fatichi 4.2.8.4 Unioni soggetti a vibrazioni, urti e/o inversioni di carico ….. …… ……. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  24. 24. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  25. 25. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  26. 26. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  27. 27. ASPETTI NORMATIVI NTC 2008 Cap. 1 – Oggetto “Circa le indicazioni applicative per l’ottenimento delle prescritte prestazioni, per quanto non espressamente specificato nel presente documento, ci si può riferire a normative di comprovata validità e a altri documenti tecnici elencati nel Cap. 12. In particolare quelle fornite dagli Eurocodici con le relative Appendici nazionali costituiscono indicazioni di comprovata validità e forniscono il sistematico supporto applicativo delle presenti norme.” Cap. 12 – Riferimenti tecnici “Per quanto non diversamente specificato nella presente norma, si intendono coerenti con i principi alla base della stessa, le indicazioni riportate nei seguenti documenti: - Eurocodici strutturali pubblicati dal CEN, con le precisazioni riportate nelle Appendici Nazionali o, in mancanza di esse, nella forma internazionale EN; - Norme UNI EN armonizzate i cui riferimenti siano pubblicati su Gazzetta Ufficiale dell’Unione Europea; - Norme per prove, materiali e prodotti pubblicate da UNI.” chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  28. 28. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI UNI EN 1993-1-8 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. Introduction Basis of Design Connections made with bolts, rivets or pins Welded connections Analysis, classification and modeling Structural joints connecting H or I sections Hollow section joints chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  29. 29. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  30. 30. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE DEI NODI Le strutture in acciaio sono usualmente progettate facendo riferimento a modelli in cui i nodi hanno comportamento ideale. Quando si rappresenta la realtà tramite un modello è necessario fare numerose ipotesi funzionali alla rappresentazione. Generalmente, nella progettazione delle strutture in acciaio, si accetta di rappresentare il comportamento dei nodi attraverso due modelli idealizzati: incastro perfetto e cerniera perfetta. L’incastro perfetto implica la completa continuità tra gli elementi collegati, il trasferimento completo delle forze tra l’estremità della trave e la colonna e l’assenza di deformazioni parassite; la cerniera perfetta prevede una sufficiente capacita di rotazione della trave senza sviluppare momenti parassiti. Sebbene l’adozione di questi due modelli comporti delle notevoli semplificazioni nelle procedure di analisi e progettazione, il comportamento reale è sempre intermedio. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  31. 31. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE DEL NODO SECONDO UNI EN 1993-1-8:2005 •Joint stiffness: •Rigid; •Semi-rigid; •Pinned. •Joint strength: •Full strength; •Partial strength; •Pinned. •Joint ductility: •Continuos; •Semi-continuos; •Simple. UNI EN 1993-1-8:2005 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  32. 32. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Per rappresentare il comportamento di un nodo si fa riferimento al diagramma momentorotazione da cui è possibile effettuare delle valutazioni riguardanti la resistenza, la rigidezza e la duttilità; in funzione della tipologia di connessione. Mj,R Sj,ini ϕCd Nodo Modello Curva caratteristica momento-rotazione Mj,R = momento flettente resistente Sj,ini = rigidezza rotazionale iniziale ϕCd = rotazione ultima Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  33. 33. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE SECONDO LA RIGIDEZZA This classification is only applicable to beam-to-column joint configurations. Rigid The joint behavior is assumed not to have significant influence on the distribution of internal forces and moments in the structure, nor on its overall deformation. Semi-rigid The joint provides a predictable degree of interaction between members, based on the design moment rotation characteristics of the joint. It should be able to transmit internal forces and moments. Pinned The joint shall be capable of transmitting the internal forces, without developing significant moments which might affect the structural members. It shall be also capable of accepting the resulting rotations under the design loads. UNI EN 1993-1-8:2005 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  34. 34. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI UNI EN 1993-1-8:2005 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  35. 35. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE SECONDO LA RESISTENZA Through the comparison of its actual design moment resistance Mj,Rd with the design moment resistances of the members that it connects, a joint may be classified as fullstrength, pinned or partial-strength. Full-strength (ripristino di resistenza) The design resistance of a full-strength joint shall be not less than that of the connected members Boundary: Partial-strength (a parziale ripristino) A joint which does not meet the criteria for full-strength or nominally pinned joints should be considered to have a partial-strength resistance. Pinned (a cerniera) The joint shall be capable of transmitting the internal forces, without developing significant moments which might adversely affect the members of the structure. It shall also be capable of accepting the resulting rotations under the design loads. UNI EN 1993-1-8:2005 Boundary: chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  36. 36. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE SECONDO LA RESISTENZA ripristino di resistenza M, FULL STRENGTH a parziale ripristino 0.25*M, FULL STRENGTH a cerniera UNI EN 1993-1-8:2005 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  37. 37. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE SECONDO LA DUTTILITA’ STIFFNESS/RESISTANCE Full-strength Rigid Continuos Semi-rigid Pinned Partial-strength Pinned Semi-continuos * Semi-continuos Semi-continuos * * * Simple UNI EN 1993-1-8:2005 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  38. 38. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI CLASSIFICAZIONE SECONDO I TIPI DI ANALISI L’interpretazione da fornire a questa nuova classificazione dipende anche dal tipo di analisi che si vuole condurre. Difatti, nel caso di un’analisi elastica globale, le uniche caratteristiche rilevanti per la modellazione sono quelle di rigidezza; viceversa se stiamo effettuando un’analisi rigido-plastica ci interessano principalmente le resistenze; infine, in tutti gli altri casi, sia la rigidezza che la resistenza governano il modo in cui il nodo dovrebbe essere modellato. La tabella seguente riassume la casistica presentata: UNI EN 1993-1-8:2005 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  39. 39. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI MODELLAZIONE DEL NODO Il metodo che fornisce la più accurata conoscenza del comportamento dei nodi consiste nell’effettuare test sperimentali; tuttavia, nella pratica di progettazione questa tecnica è antieconomica, il che la rende adatta per lo più a propositi di ricerca. L’uso dei dati sperimentali disponibili in letteratura è principalmente rivolto, più che alla progettazione, alla validazione di modelli che mirano alla previsione del comportamento dei nodi a partire dalle sue proprietà geometriche e meccaniche. I modelli per la previsione del comportamento dei nodi si dividono in cinque categorie: •test sperimentali; “Goverdhan data bank”, “Steel connection data bank”, “SERICON data bank” •modelli empirici; Polimonio di Frye e Morris •modelli analitici; 4 parametri di Richard e Abbott •modelli agli elementi finiti; •modelli meccanici. METODO DELLE COMPONENTI Detti anche modelli a molla, i modelli meccanici si basano sulla simulazione del nodo/collegamento con un insieme di componenti rigide e flessibili. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  40. 40. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI GIUNTO SALDATO 1- Identificazione delle componenti; . METODO DELLE COMPONENTI 2- Risposta delle componenti; 1- Identificazione delle componenti; 2- Risposta delle componenti; 3-Assemblaggio delle componenti. 3-Assemblaggio delle componenti. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  41. 41. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Il primo step da seguire, nel metodo delle componenti, è quello dell’individuazione delle varie fonti di deformabilità. Nel caso di connessioni saldate sono: - Pannello d’anima della colonna a taglio; CWS - Anima della colonna in trazione; CWT - Anima della colonna in compressione; CWC - Flangia della colonna in flessione; CFB - Anima e flangia della trave in compressione. BFC chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  42. 42. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Come è possibile notare, non tutte le componenti sono dello stesso tipo, poiché alcune di esse contribuiscono sia in termini di rigidezza che di resistenza e vengono modellate con legami di tipo elasto-plastico; altre, ponendo solo una limitazione alla resistenza vengono modellate con legami di tipo rigido-plastico. Le prime tre componenti, ovvero anima della colonna a taglio (CWS) e pannelli a trazione (CWT) e compressione (CWC), governano sia la rigidezza che la resistenza del nodo; invece, la flangia della colonna in flessione (CFB) e l’anima e flangia della trave in compressione (BFC) forniscono solo delle limitazioni in termini di resistenza senza contribuire in maniera rilevante alla rigidezza. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  43. 43. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Come è possibile notare, non tutte le componenti sono dello stesso tipo, poiché alcune di esse contribuiscono sia in termini di rigidezza che di resistenza e vengono modellate con legami di tipo elasto-plastico; altre, ponendo solo una limitazione alla resistenza vengono modellate con legami di tipo rigido-plastico. Le prime tre componenti, ovvero anima della colonna a taglio (CWS) e pannelli a trazione (CWT) e compressione (CWC), governano sia la rigidezza che la resistenza del nodo; invece, la flangia della colonna in flessione (CFB) e l’anima e flangia della trave in compressione (BFC) forniscono solo delle limitazioni in termini di resistenza senza contribuire in maniera rilevante alla rigidezza. In tale metodo, per i nodi saldati si ipotizza che la rottura delle saldature sia assolutamente evitata, poiché esse sono in grado di fornire piccolissime deformazioni dando vita a meccanismi di rottura fragili. Questa è la ragione per cui è auspicabile seguire criteri di progetto delle saldature, sempre a vantaggio di sicurezza e che prevedano sovraresistenze rispetto alla componente più debole. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  44. 44. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Calcolo delle RESISTENZA delle varie componenti (Appendice J) Eurocodice 3 Part 1_1 6.2.4.1 Column web panel in shear (CWS) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  45. 45. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Calcolo delle RESISTENZA delle varie componenti (Appendice J) 6.2.4.2 Column web in transverse compression (CWC) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  46. 46. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Calcolo delle RESISTENZA delle varie componenti (Appendice J) Si deve valutare la resistenza all’instabilita’ dell’anima della colonna considerata come membratura compressa. Si aggiungono piatti di rinforzo per aumentare la resistenza dell’anima della colonna chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  47. 47. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Calcolo delle RESISTENZA delle varie componenti (Appendice J) 6.2.4.3 Column web in transverse tension (CWT) in caso contrario bisogna rinforzare il giunto con oppurtuni irrigidimenti chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  48. 48. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Calcolo delle RESISTENZA delle varie componenti (Appendice J) 6.2.4.3 Column web in transverse tension (CWT) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  49. 49. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI Determinazione del momento resistente Determinati i valori di resistenza e rigidezza di ogni componente nodale, è necessario, per ricavare il legame momento-rotazione del nodo, correlare le singole componenti fra loro, assumendo che la resistenza complessiva sia governata dalla resistenza della componente più debole. CWC CWT CWS M RD = min { Fc,RD; Ft,RD; Vpl,RD } * z Dove z e’ il braccio delle forze interne Mj,R z Curva caratteristica momento-rotazione chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  50. 50. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI 6.3 Rotational stiffness (Rigidezza rotazionale) Sj,ini chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  51. 51. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI 6.4 Rotation capacity ϕCd chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  52. 52. DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI METODO DELLE COMPONENTI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  53. 53. ESEMPIO NUMERICO chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  54. 54. ESEMPIO NUMERICO GIUNTO SALDATO IPE 300 HE 220A Acciaio: S275 Momento plastico della trave, IPE 300 Momento plastico della colonna, HEA 220 My,T = Wy * σy = 153.2 kNm My,T = Wy * σy = 141.7 kNm Mu,T = Wpl * σy = 172.1 kNm Mu,T = Wpl * σy = 156.3 kNm chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  55. 55. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  56. 56. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI Resistenza della zona compressa, (annesso J) CWC = 340.6 kN = 272.5 kN 0 = 155.7 mm chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  57. 57. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI Resistenza della zona compressa, (annesso J) Resistenza all’instabilita’ dell’anima della colonna Modo a nodi spostabili Lunghezza libera di inflessione L0= d Larghezza efficace beff= (h2+ss2)0.5 = 184 kN La resistenza della zona compressa e’ governata dall’instabilita’, dato che Fc,RD = 272.5 kN chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  58. 58. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI Resistenza della zona tesa, (annesso J) CFT = 325 kN = 321 kN = 280.88 kN Non c’e’ bisogno di rinforzare il giunto con oppurtuni irrigidimenti chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  59. 59. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI Resistenza della zona tesa, (annesso J) CWT = 435 kN = 325 kN = 321 kN = 280.88 kN Non c’e’ bisogno di rinforzare il giunto con oppurtuni irrigidimenti chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  60. 60. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI Resistenza della zona soggetta a taglio, (annesso J) = 298.3 kN Valutare eventuali problemi di imbozzamento del pannello d’anima della colonna OK chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  61. 61. ESEMPIO NUMERICO CALCOLO DEL MOMENTO RESISTENTE DEL GIUNTO M RD = min { Fc,RD; Ft,RD; Vpl,RD } * z = Nc,RD * z = 184 * 0.29 = 53.36 kNm 184 321 298 La resistenza del giunto e’ governata dalla instabilita’ della colonna. z = 0.29 m chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  62. 62. ESEMPIO NUMERICO Calcolo della rigidezza rotazionale del giunto = 1.115E7 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  63. 63. ESEMPIO NUMERICO Calcolo della capacita’ di rotazione del giunto chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  64. 64. ESEMPIO NUMERICO Classificazione del nodo Secondo la resistenza: pinned 53.36 > 0.25*MF-S rigid 53.36 < 153 PARTIAL STRENGHT (a parziale ripristino) Mj,RD = 53.36 kN*m MF-S (beam) = 153 kN*m MF-S (column) = 142 kN*m Secondo la rigidezza rotazionale: 1.115 E+7 < 1.075 E+8 SEMI-RIGID 1.115 E+7 > 2.152E+6 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  65. 65. ESEMPIO NUMERICO Considerazioni Nel caso in cui si voglia realizzare un giunto a completo ripristino: •Inserimento di irrigidimenti per rinforzare la colonna: •Irrigidimenti orizzontali: (le due forze concentrate in corrispondenza delle ali della trave sono assorbite dagli irrigidimenti stessi che in genere vengono realizzati dello stesso spessore delle ali della trave). M RD = min { Fc,RD; Ft,RD; Vpl,RD } * z = Vpl,RD * z = 298.3* 0.29 = 86.5 kNm chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  66. 66. ESEMPIO NUMERICO Considerazioni Nel caso in cui si voglia realizzare un guinto a completo ripristino: •Inserimento di irrigidimenti per rinforzare la colonna: •Irrigidimenti orizzontali + Irrigidimento obliquo: •irrigidimento di 15 mm di spessore (t); •lavori solo per una larghezza corrispondente alla larghezza dell’ala della trave (b); M RD = Vpl,RD * z = 525* 0.29 = 152 kNm chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  67. 67. ESEMPIO NUMERICO GIUNTO FLANGIATO Extended end-plate connections chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  68. 68. ESEMPIO NUMERICO GIUNTO FLANGIATO Unione saldata Unione flangiata chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  69. 69. ESEMPIO NUMERICO chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  70. 70. ESEMPIO NUMERICO ESEMPIO APPLICATIVO (Tesi di Laurea Ing. Lorenzo Conversano) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  71. 71. ESEMPIO NUMERICO RESISTENZA Ing. Lorenzo Conversano chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com RIGIDEZZA
  72. 72. ESEMPIO NUMERICO DIAGRAMMA MOMENTO-ROTAZIONE 250 M (kNm) 200 150 100 TEST EC3 50 0 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 θ (rad) 0,06 Il nodo studiato corrisponde esattamente al nodo del test identificato nella SERICON data bank come 109.003; le proprieta’ geometriche e le proprieta’ meccaniche sono quelle descritte in precedenza. Il test e’ stato effettuato da Humer nel marzo del 1987 presso l’Institute of steel Timber Constrution della University of Innsbruck. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  73. 73. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  74. 74. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI UNIONE FLANGIATA CARATTERISTICHE DEL(Ing.Conversano) MODELLO Elementi: Flangia (SHELL) • shell Condizioni al contorno: DX, DY, DZ • beam Bulloni • beam Point contact Tension (BEAM) NON Ala trave LINEARITA’ (SHELL) Materiale: Elasto-plastico incrudente Analisi: Statica non lineare Anima trave (SHELL) M 250 (kNm) 200 150 Anima colonna (SHELL) 100 50 0 0 0,01 0,02 Ala colonna (SHELL) 0,03 0,04 chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com 0,05 0,06 θ (rad)
  75. 75. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODELLAZIONE DEL CONTATTO PIASTRA - ALA DELLA COLONNA (Ing.Conversano) POINT CONTACT BEAM ELEMENT Elementi BEAM di tipo Point contact con rigidezza a trazione nulla, cioè reagenti solo a compressione, per simulare il contatto tra la piastra, a cui e’ saldata la trave. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  76. 76. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODELLAZIONE DEL CONTATTO PIASTRA -ALA DELLA COLONNA (Ing.Conversano) Per ognuno dei diversi valori di rigidezza a compressione assegnati agli elementi si controlla la variazione di distanza tra due punti collegati, uno appartenente alla piastra e uno all’ala della colonna. Il valore che annulla totalmente la variazione di distanza tra i punti di controllo, che e’ stato utilizzato nell’analisi svolta, e assegnando tale rigidezza e possibile considerare gli elementi infinitamente rigidi. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  77. 77. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODELLAZIONE DEL BULLONE “Beam” (elemento rigido, in grado di resistere solo a compressione, rigidezza a trazione nulla) Beam (sezione del gambo del bullone) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  78. 78. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODELLAZIONE DEL BULLONE chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  79. 79. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODEL VALIDATION Tests of gusset plates performed at the University of Alberta (Nast, Grondin and Cheng, 1999). •Thickness of 9.61 mm and ten bolt holes of diameter 24.3 mm. •The model is fixed along the two perpendicular edges at the bottom and left. •The analysis accounts for the nonlinearity of the material and large displacements. •The material is bilinear elasto-plastic, with Young’s modulus of 215 GPa, yield strength of 410 MPa and tangent modulus of 2.15 GPa. •The analysis uses true stress and true strain. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  80. 80. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODEL VALIDATION chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  81. 81. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI MODEL VALIDATION P = P0 cos α, where – 45° ≤ α ≤ 45° chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  82. 82. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI UNIONE FLANGIATA CARATTERISTICHE DEL(Ing.Conversano) MODELLO Pressione lineare sugli elementi SHELL del bordo superiore dell’anima della trave chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  83. 83. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI UNIONE BULLONATA CON FLANGIA DI ESTREMITA’ CARATTERISTICHE DEL(Ing.Conversano) MODELLO Analisi non lineari: •Non linearita’ di materiale: chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  84. 84. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI UNIONE FLANGIATA CARATTERISTICHE DEL(Ing.Conversano) MODELLO Analisi non lineari: •Non linearita’ di geometria: chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  85. 85. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI CURVA M-θ (Ing.Conversano) Analisi incrementale chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  86. 86. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI (Ing.Conversano) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  87. 87. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI (Ing.Conversano) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  88. 88. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI (Ing.Conversano) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  89. 89. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI (Ing.Conversano) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  90. 90. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI (Ing.Conversano) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  91. 91. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI UNIONE FLANGIATA_CONFRONTI 250 M (kNm) 200 Mu 150 100 TEST EC3 50 FEM θ (rad) 0 0 0,01 0,02 RIGIDEZZA Sj,ini EC3 senza coeff. 21000 kNm/rad FEM 20584 kNm/rad Test 17864 kNm/rad 0,03 0,04 0,05 0,06 RESISTENZA Mj,R EC3 senza coeff. FEM Test 106 170 153 kNm kNm kNm chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  92. 92. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI STUDIO DELLE CONNESSIONI IN UN TELAIO MULTIPIANO Configurazione 1 Configurazione 2 Configurazione 3 Cerniera ideale CARATTERISTICHE GEOMETRICHE E PROPRIETA’ DEI MATERIALI H1 5.33 m H 4.2 m H 4.2 m Me TRAVI IPE 400 9.14 m 410.38 kNm H 2-3-4 4.2 m Me 488.48 kNm Me 333.10 kNm Mp 463.985 kNm Me 765.38 kNm Mp 544.57 kNm Mp 373.82 kNm χp 0.00845 1/m Mp 854.84 kNm χp 0.0121 1/m χp 0.0141 χp χu 0.0099 1/m χu 0.3571 1/m 0.4167 0.2941 1/m χu L χu 0.25 1/m COLONNE PIANI 1-2-3 COLONNE PIANI 4-5-6-7 COLONNE PIANI 8-9-10 HE 340 B HE 280 B HE 240 B Acciaio S355 E 210000 N/mm2 fyk 355 N/mm2 fu 510 N/mm2 1/m εu 5 % 1/m εe 0.169 % chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  93. 93. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI STUDIO DELLE CONNESSIONI IN UN TELAIO MULTIPIANO Configurazione 1 Configurazione 2 Configurazione 3 Elementi Connection chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  94. 94. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI STUDIO DELLE CONNESSIONI IN UN TELAIO MULTIPIANO Configurazione 1 Configurazione 2 Configurazione 3 1000 1000 1000 800 600 400 Ideale 200 800 600 400 Ideale 200 Semirigidi 0 Taglio al piede (kN) 1200 Taglio al piede (kN) 1200 Taglio al piede (kN) 1200 0,5 1 Spostamento (m) 1,5 600 400 Ideale 200 Semirigidi 0 0 800 Semirigidi 0 0 0,5 1 Spostamento (m) 1,5 0 0,5 1 Spostamento (m) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com 1,5
  95. 95. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI UNIONE IN UN PONTE A STRUTTURALE RETICOLARE chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  96. 96. 26/67 MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI FHWA GUIDELINES, (2009) RESISTANCE OF GUSSET PLATES: GUSSET PLATES SUBJECT TO SHEAR GUSSET PLATES IN COMPRESSION GUSSET PLATES IN TENSION RESISTANCE OF FASTENERS SHEAR RESISTANCE OF FASTENERS PLATE BEARING RESISTANCE AT FASTENERS http://bridges.transportation.org/Documents/FHWA-IF-09 014LoadRatingGuidanceandExamplesforGussetsFebruary2009rev3.pdf chiara.crosti@uniroma1.it
  97. 97. 40/67 MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI CRITICAL REVIEW OF THE FHWA GUIDELINES: • • • Stiffness of framing members, that increase the ultimate compression capacity of the gusset plate; Influence of the initial imperfections, that decrease the ultimate compression capacity of the gusset plate; Edge buckling vs. Gusset plates buckling, from that the importance of making consideration not only on the length of the free edge, but also length of equivalent column is important for buckling For LRFR and λ ≤ 2.25 (assumes δ ≤ L /1500) Gusset Plates What if δ > L /1500) ? Framing member stiffness chiara.crosti@uniroma1.it
  98. 98. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI NIST Physical Infrastructure Program chiara.crosti@uniroma1.it
  99. 99. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI FHWA SETUP** [**] Iadicola M., Ocel J., Zobel R., “Quantitative Evaluation of Digital Image Correlation for Large-Scale Gusset Plate Experiments”, IABMAS2012, Stresa, Lake Maggiore, Italy, July 8-12. chiara.crosti@uniroma1.it
  100. 100. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI FHWA TEST, VIRGINIA (2010) chiara.crosti@uniroma1.it
  101. 101. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 7/28 FHWA, 2009 Hand calculation Advanced computing modeling chiara.crosti@uniroma1.it
  102. 102. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 44/67 SUB-STRUCTURING ANALYSIS N. Nodes: 28330 n. Dof : 169980 n. Elements S4R and S3R: 27670 Rigid link between these adjoining nodes is used to represent the rivet. The rigid link element is the ABAQUS *MPC BEAM which is a multi-point constraint that locks all the degrees of freedom together between the linked nodes. chiara.crosti@uniroma1.it
  103. 103. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 43/63 9/26 SUB-STRUCTURING ANALYSIS N. Nodes: 28330 n. Dof : 169980 n. Elements S4R and S3R: 27670 Connection element 1 Connection element 2 n. connection elements: 5 Each connection element has a 6x6 stiffness matrix Connection element 4 chiara.crosti@uniroma1.it
  104. 104. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 46/63 10/26 SUB-STRUCTURING ANALYSIS Fixed Fixed Y Z X Global coordinates Fixed Fixed F D, R M FX DX,X; DX,Y; DXZ; RXX; RXY; RXZ FY DY,X; DY,Y; DYZ; RYX; RYY; RYZ FZ DZ,X; DZ,Y; DZZ; RZX; RZY; RZZ [F] [K] MX DX,X; DX,Y; DXZ; RXX; RXY; RXZ Flexibility matrix Stiffness matrix MY DY,X; DY,Y; DYZ; RYX; RYY; RYZ MZ DZ,X; DZ,Y; DZZ; RZX; RZY; RZZ chiara.crosti@uniroma1.it
  105. 105. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 48/67 SUB-STRUCTURING ANALYSIS – SIMPLIFIED LINEAR CONNECTION MODEL Local Fixed coordinates Fixed z Local coordinates y Fixed X Z x Fixed Y Global coordinates F D, R M STIFFNESS MATRIX ELEMENT 3 IN LOCAL COORDINATES 2.916E+07 2.476E+03 -2.329E+03 2.482E+03 -2.322E+03 4.158E+07 6.708E+05 4.853E+08 1.001E+08 -6.117E+08 -5.404E+04 6.732E+03 1.001E+08 2.313E+09 -9.662E+07 4.023E+04 3.198E+03 -6.118E+08 -9.664E+07 3.202E+03 1.397E+05 1.153E+09 -1.171E+05 -4.877E+04 4.159E+07 -5.402E+04 1.396E+05 -1.172E+05 6.511E+05 4.021E+04 -4.872E+04 -7.303E+06 6.757E+03 chiara.crosti@uniroma1.it 2.287E+08 -7.205E+06 5.518E+07
  106. 106. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 47/63 11/26 SUB-STRUCTURING ANALYSIS – SIMPLIFIED LINEAR CONNECTION MODEL Fixed Fixed Y Z X Global coordinates Fixed Fixed F D, R M Stiffness matrix element 3 in global coordinates 1.24E+09 -9.06E+08 7.43E+02 4.97E+04 1.25E+02 -5.58E+08 -9.16E+08 1.57E+09 3.11E+03 -1.33E+05 -6.29E+04 -2.75E+08 7.24E+02 3.34E+03 2.91E+07 3.37E+07 2.41E+07 3.17E+03 5.04E+04 -1.33E+05 3.37E+07 1.60E+08 8.50E+07 -1.24E+05 1.93E+02 -6.30E+04 2.42E+07 8.50E+07 1.23E+08 -3.11E+04 -5.51E+08 -2.85E+08 3.23E+03 -1.23E+05 -3.09E+04 1.15E+09 chiara.crosti@uniroma1.it
  107. 107. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI Fixed z Local Fixed coordinate s x Fixed Fixed Local y coordinate D, R s F Y X Z Global coordinates chiara.crosti@uniroma1.it
  108. 108. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI El.3 Ux Uy Uz Rx Ry Rz Fx 1.81E-03 1.26E-03 -2.59E-06 1.84E-06 1.71E-07 1.17E-03 Fy 1.26E-03 1.17E-03 -2.31E-06 1.70E-06 9.92E-08 8.88E-04 Fz -2.59E-06 -2.31E-06 2.07E-02 -3.48E-03 -1.65E-03 Detailed model -2.28E-06 Mx 8.89E-08 8.19E-08 -1.68E-04 2.39E-04 -1.32E-04 8.52E-08 My -4.13E-08 -2.39E-08 3.98E-04 6.60E-04 -1.40E-03 1.53E-04 1.15E-04 -2.96E-07 2.29E-07 -3.29E-09 1.51E-04 El.3 Ux Uy Uz Rx Ry Rz Fx 1.81E-03 1.26E-03 -2.59E-06 1.84E-06 1.77E-07 1.18E-03 Fy 1.26E-03 1.17E-03 -2.31E-06 1.70E-06 1.04E-07 8.90E-04 Fz -2.59E-06 -2.31E-06 2.07E-02 -3.49E-03 -1.67E-03 -2.29E-06 Mx 8.87E-08 8.16E-08 -1.68E-04 2.40E-04 -1.31E-04 8.51E-08 My -4.25E-08 -2.50E-08 4.01E-04 6.57E-04 -1.39E-03 4.90E-09 Mz 1.54E-04 1.16E-04 -2.97E-07 2.30E-07 -2.65E-09 1.52E-04 El.3 Ux Uy Uz Rx Ry Rz Fx 4.03E-03 2.89E-03 0.00E+00 0.00E+00 0.00E+00 2.16E-03 Fy 2.89E-03 2.39E-03 0.00E+00 0.00E+00 0.00E+00 1.61E-03 Fz 0.00E+00 0.00E+00 1.22E-02 -4.26E-03 -2.57E-03 0.00E+00 Mx 0.00E+00 0.00E+00 -2.05E-04 1.54E-04 -2.85E-05 0.00E+00 My 0.00E+00 0.00E+00 6.18E-04 1.42E-04 -7.48E-04 0.00E+00 Mz 2.80E-04 2.09E-04 0.00E+00 0.00E+00 0.00E+00 2.01E-04 X Z 6.65E-09 Mz Y chiara.crosti@uniroma1.it Connection elements model Y Z X Beam elements model Y Z X
  109. 109. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 50/63 17/26 GLOBAL ANALYSIS, NONLINEAR ELASTO-PLASTIC MODEL • Large strain-large displacement formulation, which is the default option for ABAQUS; • Elasto-plastic material. Fu = 610 MPa Fy = 345 MPa E = 199 GPa chiara.crosti@uniroma1.it
  110. 110. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 54/63 18/26 GLOBAL ANALYSIS, NONLINEAR ELASTO-PLASTIC MODEL Resistance – Element connection 3 - Global coordinates K F,XX K F,YY K F,ZZ Y Z K F,XX K F,YY K F,ZZ K R,XX K R,YY K R,ZZ FX – DX Curve FY – DY Curve FZ – DZ Curve MX – RX Curve MY – RY Curve MZ – RZ Curve chiara.crosti@uniroma1.it K RXX K R,ZZ K R,XX X
  111. 111. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 3D FINITE ELEMENT MODEL U10 W South North Nodes: 1172 Beam elements: 1849 ALL RIGID JOINT ALL RIGID JOINT + 1 SEMI-RIGID JOINT chiara.crosti@uniroma1.it
  112. 112. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 56/67 18/28 NONLINEAR ANALYSES RESULTS South North Node at midspan 7 6 RIGID JOINTS 4 3 2 1 0 -0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 Dz (m) chiara.crosti@uniroma1.it -0,2 -0,1 0,0 Load Factor 5 SEMI-RIGID JOINT
  113. 113. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 57/63 19/28 NONLINEAR ANALYSES RESULTS Compression Tension 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,4 0,2 -2,0E+07 -1,0E+07 CONNECTION 1 CONNECTION 4 AXIAL CAPACITY CONNECTION 2 AXIAL CAPACITY CONNECTION 5 0,0E+00 1,0E+07 Axial Forces (N) CONNECTION 2 CONNECTION 5 AXIAL CAPACITY CONNECTION 3 chiara.crosti@uniroma1.it 2,0E+07 0,0 3,0E+07 CONNECTION 3 AXIAL CAPACITY CONNECTION 1 AXIAL CAPACITY CONNECTION 4 Load Factor 0,6
  114. 114. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI 62/67 CONCLUSIVE CONSIDERATIONS Deformed shape (scale displacement of 10) at the ultimate load (Pu) of 1.2+07 N Connection Load Tension or member ratio compression 1 0.28 Compression 2 0.56 Tension 3 1.00 Compression 4 0.02 Tension 5 0.41 Tension What is important to underline is not only the possibility to catch the collapse due to the failure of the connection, but moreover to classify the cause of the collapse which, in this case, happened because of the achievement for one of the connection elements of the maximum capacity in compression. chiara.crosti@uniroma1.it
  115. 115. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI FURTHER DEVELOPMENTS I-35W Bridge was subjected constantly to inspection to assess its safety but even with that people in charge did not notice that the bridge was about to fail. A future work could be to develop parametric study on some particular shapes of gusset plates in order to identify some “critical” points where the monitoring of the out-plane displacements, could give to the owners of the bridges a warning of what it is happening in the connection. An idea of monitoring could have been done with a technique of monitoring developed by NIST who focuses its research on two areas of structural health monitoring: •development of non-destructive techniques; and •analysis for determining the degraded condition of infrastructural components and their subcomponents. •Results from monitoring ** •FEA results •FHWA test [**] Iadicola M., Ocel J., Zobel R., “Quantitative Evaluation of Digital Image Correlation for Large-Scale Gusset Plate Experiments”, IABMAS2012, Stresa, Lake Maggiore, Italy, July 8-12. chiara.crosti@uniroma1.it chiara.crosti@uniroma1.it
  116. 116. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI [**] Iadicola M., Ocel J., Zobel R., “Quantitative Evaluation of Digital Image Correlation for Large-Scale Gusset Plate Experiments”, IABMAS2012, Stresa, Lake Maggiore, Italy, July 8-12. chiara.crosti@uniroma1.it
  117. 117. MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI I-35W SAINT ANTHONY FALLS BRIDGE (September 2008) There are 323 sensors that regularly measure bridge conditions such as deck movement, stress, and temperature chiara.crosti@uniroma1.it
  118. 118. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE DELLE STRUTTURE SOTTO FUOCO chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  119. 119. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE Trave incernierata all’estremita’ Heating phase DT compression e II ord. moment Temperatura q Cooling phase flashover Trazione Effetto catenaria Forza assiale trave tempo Trazione tempo Compressione chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  120. 120. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE Trave incernierata all’estremita’ Heating phase DT compressione II ord. moment Temperatura q Cooling phase flashover Trazione Effetto catenaria Forza assiale trave tempo Trazione tempo Compressione chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  121. 121. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE Trave incernierata all’estremita’ Heating phase DT compressione II ord. moment Temperatura q Cooling phase flashover Trazione Effetto catenaria Forza assiale trave tempo Trazione tempo Compressione chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  122. 122. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE QUALE E’ IL COMPORTAMENTO DELLE CONNESSIONI IN ACCIAIO SOTTO L’AZIONE DEL FUOCO? Cooling phase Local buckling Temperatura Heating phase Forza assiale trave tempo Tension 1 tempo Compression chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  123. 123. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE QUALE E’ IL COMPORTAMENTO DELLE CONNESSIONI IN ACCIAIO SOTTO L’AZIONE DEL FUOCO? Sheared bolts Cooling phase Temperatura Heating phase Forza assiale trave tempo Tension tempo Compression chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  124. 124. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE QUALE E’ IL COMPORTAMENTO DELLE CONNESSIONI IN ACCIAIO SOTTO L’AZIONE DEL FUOCO? Cooling phase Temperatura Heating phase Dai risultati di tali test possibile confermare che risposta della struttura essenzialmente dominata: e’ la e’ •dall’espansione termica; •dal degrado del materiale; •vincoli; piuttosto che gravitazionali. dai carichi Forza assiale trave tempo Tension Stiff restraint to horizontal movement tempo Ductile restraint to horizontal movement Compression chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  125. 125. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE Trave semplicemente appoggiata Trave incernierata all’estremita’ q q DT DT 1 2 Espansione termica libera bowing effect Espansione termica impedita Trazione Effetto catenaria chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  126. 126. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE Trave semplicemente appoggiata Trave incernierata all’estremita’ q q DT DT 1 2 Espansione termica libera bowing effect Espansione termica impedita Trazione Effetto catenaria chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  127. 127. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE 356x171x51 UB 4m 0 400 0,00 800 1200 1600 t (sec) -0,20 -0,40 -0,60 CASO A: Cerniera – Carrello -0,80 -1,00 CASO B: Cerniera - Cerniera -1,20 -1,40 CASO A -1,60 CASO B -1,80 Dy (m) chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  128. 128. Trazione Compressione
  129. 129. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE METODO DELLE COMPONENTI A TEMPERATURA ELEVATE 1 FORZA DI COMPRESSIONE chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com
  130. 130. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE METODO DELLE COMPONENTI A TEMPERATURA ELEVATE FORZA DI TRAZIONE chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com 2
  131. 131. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE CONSIDERAZIONI Le connessioni sono in generale progettate per resistere a forze a temperatura ambiente che sono facilmente calcolabili. Tuttavia e’ stato visto che in condizioni di incendio la risposta strutturale degli elementi strutturali ad esse connesse genera una complessa variazione di forze per le quali le connessioni non sono state certamente progettate. Le strutture dovrebbero essere progettata al fuoco cosi’ come si fa per vento e/o sisma. La presenza di forza assiale, sia essa di compressione o di trazione, puo’ inficiare il comportamento strutturale del nodo in questione. chiara.crosti@uniroma1.it - chiara.crosti@stronger2012.com

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