Post on 16-Feb-2019
Rete dei Laboratori Universitari di Ingegneria SismicaProgetto esecutivo 2005 – 2008
Rete dei Laboratori Universitari di Ingegneria Sismica
Progetto di ricerca N. 7:TECNOLOGIE PER L’ISOLAMENTO ED IL CONTROLLO DI STRUTTURE ED INFRASTRUTTURE
TASK 1: ISOLAMENTO SISMICO
7.2.1. TASK 1 – Isolamento Sismico – ASPETTI GENERALI7.2.1.1. Fattori di riduzione per spettri ad alto smorzamento (R1_UNIBAS)7.2.1.2. Sistemi d’isolamento ricentranti-viscosi (R1_UNIBAS)
7.2.2. TASK 1 – Isolamento Sismico – EDIFICI E PONTI7.2.2.1. Aspetti di configurazione (E1_UNIPG)7.2.2.2. Distribuzione delle forze nell’analisi statica negli edifici (R1_UNIBAS)7.2.2.3. Determinazione della resistenza sismica di edifici monumentali
(R3_UNINA_DL)7.2.2.4. Procedure di progetto e metodi di analisi semplificata per BIS
nell’adeguamento di edifici monumentali (R3_UNINA_DL)7.2.2.5. Modellazione e progettazione di sistemi di isolamento con
smorzamento supplementare e applicazioni (E4_UNIUD)7.2.2.6. Aspetti economici nell’applicazione dell’isolamento (E1_UNIPG)7.2.2.7. Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati (E2_UNICAL; E4_UNIUD)7.2.2.8. Procedure di progetto a controllo di forza o di spostamento per
l’isolamento sismico dei ponti (R1_UNIBAS)7.2.2.9. Procedure di progetto per ponti isolati con smorzatori (R2_UNINA_SE)7.2.2.10. Progetto del modello sperimentale di pila da ponte (R1_UNIBAS)
Task 1: Isolamento sismico
7.2.3. TASK 1 – Isolamento Sismico – DISPOSITIVI
7.2.3.1. Prove sperimentali su isolatori in gomma con e senza nuclei in piombo o materiale viscoso (R1_UNIBAS)
7.2.3.2. Analisi numeriche e test sperimentali su isolatori sismici (HDRB) per edifici monumentali (R3_UNINA_DL)
7.2.3.3. Modelli a rigidezza variabile per isolatori elastomerici (E2_UNICAL)7.2.3.4. Modelli matematici ed instabilità di isolatori elastomerici
(R2_UNINA_SE)7.2.3.5. Modellazione di isolatori elastomerici con nucleo viscoso (R1_UNIBAS)7.2.3.6. Sperimentazione di isolatori a scorrimento Acciaio-PTFE (R1_UNIBAS)7.2.3.7. Modelli matematici e sperimentazione di dispositivi “Wire-Rope”
(R2_UNINA)7.2.3.8. Modellazione numerica di dispositivi fluido-viscosi (E4_UNIUD)
Task 1: Isolamento sismico
Fattori di riduzione spettri alto smorzamento
OBIETTIVO: Valutazione dell’accuratezza dei fattori riduttivi per la determinazione di spettri di risposta elastici ad alto smorzamento.
INQUADRAMENTO: (i) Strutture con sistemi di controllo passivo, (ii) Displacement-based design, (iii) Capacity Spectrum Method (ATC-40).
METODOLOGIA: (1)Selezione accelerogrammi naturali (circa 100 con magnitudo
compresa fra 6 e 8 e distanza epicentrale da 3 a 175 km) e spettrocompatibili (acc. Reluis zona 1, terreni tipo A-B-C),
(2) Confronto fra spettri esatti (SeismoSignal ver. 3-1-0) e derivati applicando 10 diverse leggi di riduzione,
(3) Indagini statistiche.
Priestley Ashour et al. (FEMA 273/UBC 94) Kawashima et al. (Caltrans 2001) Tolis & FaccioliJapanese Seismic CodeBommer et al. (EC8/2000)Wu & Hanson (T = 0.5sec)Newmark & Hall (T = 0.5sec)Lin & Chang (T = 0.5sec)Ramirez (FEMA 356/UBC 97)
00.10.20.30.40.50.60.70.80.9
1
5 10 15 20 25 30Damping ratio (%)
Red
uctio
n fa
ctor
Leggi di riduzione considerate
( )%)5,(
),(,TSTST
d
d ξξη ==Reduction Factor
Fattori di riduzione spettri alto smorzamento
Applicazione a singoli terremoti - esempi
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0 1 2 3 4Period (sec)
Sd
(m)
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0 1 2 3 4Period (sec)
Sd
(m)
ξ = 10%
Derived (EC8)
Exact
ξ = 30%
0
0.1
0.2
0.3
0 1 2 3 4Period (sec)
Sd
(m)
0
0.1
0.2
0.3
0 1 2 3 4Period (sec)
Sd
(m)
ξ = 10% ξ = 30%
Derived (EC8)
Exact
Derived (EC8)
Exact
Derived (EC8)
Exact
Kobe earthquake
Duzce earthquake
Fattori di riduzione spettri alto smorzamento
Confronto su base statistica fra diverse leggi di riduzione
00.20.40.60.8
11.21.41.61.8
0 1 2 3 4Period (sec)
(T,x
)
EC8 (x=30%)EC8 (x=20%)EC8 (x=10%)
00.20.40.60.8
11.21.41.61.8
0 1 2 3 4Period (sec)
(T,x
) Priestley (x=30%)Priestley (x=20%)Priestley (x=10%)
00.20.40.60.8
11.21.41.61.8
0 1 2 3 4Period (sec)
(T,x
)
Japanese Seismic Code (x=30%)Japanese Seismic Code (x=20%)Japanese Seismic Code (x=10%)
00.20.40.60.8
11.21.41.61.8
0 1 2 3 4Period (sec)
(T,x
)
Newmark & Hall (x=30%)Newmark & Hall (x=20%)Newmark & Hall (x=10%)
00.20.40.60.8
11.21.41.61.8
0 1 2 3 4Period (sec)
(T,x
)
Wu & Hanson (x=30%)Wu & Hanson (x=20%)Wu & Hanson (x=10%)
00.20.40.60.8
11.21.41.61.8
0 1 2 3 4Period (sec)
(T,x
)
Lin & Chang (x=30%)Lin & Chang (x=20%)Lin & Chang (x=10%)
i
n
i d
d
TSTS
nTE ∑
=⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡)=×
⋅=1 ,(
%)5,(1),(ξ
ξηξi = 1,…92 acc. M=6÷8)
Errore medio =
E(T
,ξ)
E(T
,ξ)
E(T
,ξ)
E(T
,ξ)
E(T
,ξ)
E(T
,ξ)
Fattori di riduzione spettri alto smorzamento
Sistemi di isolamento ricentranti-viscosi
OBIETTIVO: Valutazione dell’efficacia di dissipatori viscosi nel controllo della risposta di strutture dotate di sistemi di isolamento fortemente non lineari con caratteristiche ricentranti.
INQUADRAMENTO: (i) Sistemi di isolamento basati sull’accoppiamento di appoggi scorrevoli acciaio-Teflon con dispositivi ricentranti basati sulle proprietà superelastiche delle leghe a memoria di forma.(ii) Dissipatori viscosi di tipo lineare (α = 1) e non (α < 1).
METODOLOGIA: Analisi dinamiche non lineari al crescere del rapporto di smorzamento dei dissipatori viscosi, per diversi accelerogrammi, sia di tipo naturale che artificiale.
Modello numerico
SLIDING BEARING
α =1; 0.65; 0.3 ξ = 0−40%
VISCOUS DAMPER
SMA DEVICE
(i) Accelerogrammi naturali epicentrali,
(ii) Accelerogrammi spettro compatibili (zona 1, SLU & SLD, Terreno tipo A-B-C)
Mass
Sistemi di isolamento ricentranti-viscosi
Risultati delle analisi – accelerogrammi spettrocompatibili
0500
100015002000250030003500400045005000
0 10 20 30 40smorzamento viscoso (%)
F (k
N)
A
B
C
050
100150200250300350400450500
0 10 20 30 40smorzamento viscoso (%)
S (m
m)
A
B
C
NOTE:
- Smorzamento viscoso (%) = valore medio nelle due direzioni e su 7 accelerogrammi
- S (mm) = media su 7 accelerogrammi dei massimi spostamenti risultanti =
- F (kN) = media su 7 accelerogrammi delle massime forze risultanti =
[ ])SS(MAXMEDIA 2iy
2ix
7
1i+
=
[ ])FF(MAXMEDIA 2iy
2ix
7
1i+
=
Sistemi di isolamento ricentranti-viscosi
Confronto fra sistema non lineare e lineare equivalente
0
50
100
150
200
0 10 20 30 40 50 60smorzamento viscoso (%)
S (m
m)
LIN+visc
SMA+visc0
500
1000
1500
2000
0 10 20 30 40 50 60smorzamento viscoso (%)
F (k
N)
LIN+ visc
SMA+visc
-2000
-1500
-1000
-500
0
500
1000
1500
2000
-150 -50 50 150
S (mm)
F (k
N)
SMA+visc
LIN eq+visc
ξ=0%
-2000
-1500
-1000
-500
0
500
1000
1500
2000
-150 -50 50 150
S (mm)
F (k
N)
SMA+visc
LIN eq+visc
ξ=10%
-2000
-1500
-1000
-500
0
500
1000
1500
2000
-150 -50 50 150
S (mm)
F (k
N)
SMA+viscLIN eq+visc
ξ=20%
BOLU Earthquake @ 0.35g BOLU Earthquake @ 0.35g
LIN,eq + VISCSMA + VISC
LIN,eq + VISCSMA + VISC
ξ = 20%ξ = 10%ξ = 0%
F x(k
N)
F x(k
N)
F x(k
N)
Sx (kN)Sx (kN)Sx (kN)
Sistemi di isolamento ricentranti-viscosi
Aspetti di configurazione
1) Configurazioni strutturali per ottimizzare le prestazioni dei sistemi innovativi di protezione sismica
ProgrammaProgramma 11°° ANNOANNO 22°° SEMESTRESEMESTRE
Individuazione delle categorie delle principali configurazioni strutturali antisismiche compatibili con l'impiego dei sistemi di isolamento e di dissipazione di energia.
Analisi preliminare delle classi di problemi riconducibili alle categorie di morfologie architettoniche in funzione della loro interazione con le configurazioni strutturali antisismiche individuate.
Impostazione delle modalità esecutive delle analisi comparative prestazionali delle configurazioni suddette e dei parametri comportamentali.
Principi-guida per il progetto di nuove configurazioni strutturaliAnalisi prestazionali
1) DISCONTINUITA'
3) MOVIMENTO
Classi di problemi riconducibili alle categorie di morfologie architettoniche in funzione della loro interazione con le configurazioni strutturali antisismiche individuate
2) FLESSIBILITA'
5) VISIBILITA' DEI DISPOSITIVI
4) CONFORT DEGLI OCCUPANTI
Aspetti di configurazione
SOSPENSIONE DI PORZIONI O ELEMENTI DELL'EDIFICIO
EDIFICIO OSCILLANTE "BELL BUILDING"
IMPALCATI FLOTTANTI
ESEMPIO: Classe di configurazioni strutturali
"BRIDGE BUILDING"
A B C
ϕ
Aspetti di configurazione
Classe di configurazioni strutturaliANALISI PRESTAZIONALI
EDIFICIO OSCILLANTE "BELL BUILDING"
A B C
ϕ 00.20.40.60.8
11.2
6 8 10 12 14 16
Mom
ent R
atio A
B1BC
N
Aspetti di configurazione
Classe di configurazioni strutturaliANALISI PRESTAZIONALI
BRIDGE BULDING
4500
5000
5500
6000
6500
7000
0 50 100 150 200 250
Plast ic threshold of isolators (kN)
24 stories 8 stories
0
5
10
15
20
25
30
1500.0 2500.0 3500.0 4500.0 5500.0 6500.0 7500.0
Shear force (kN)
250kN200kN150kN100kN50kN25kN" Opt"Ref
ottimizzazionedei dispositivi
effetti dimensionali
Aspetti di configurazione
Schemi ottimizzati di configurazioni tipologiche tipiche
www.CUREE.org/architecture.com
• M.Mezzi "Configuration and Morphology for the Application of New Seismic Protection Systems" 1st European Conference on Earthquake Engineering and Seismology. Geneva, Switzerland, September 2006.
• M. Mezzi, A. Parducci "Conceptual seismic design and state-of-the-art protection systems" 8th U.S. National Conference On Earthquake Engineering. San Francisco (California). April 2006
• A. Parducci: "La Muratura Come Sistema Costruttivo per le Zone Sismiche" - Costruire in Laterizio (in stampa)
d d B
3,2
3,2
3,2
3,2
3,2
3,2
H
5 55
5 5
3,2
3,2
3,2
3,2
3,2
3,2
A
AB
Aspetti di configurazione
Distribuzione forze nell’analisi statica edificiOBIETTIVO:Determinazione di distribuzioni di forze per l’analisi statica degli edifici isolati, che tenga conto del rapporto di isolamento (Tis/Tbf) e del comportamento meccanico (forma del legame forza-spostamento) del sistema di isolamento e verifica di quelle utilizzate attualmente.
INQUADRAMENTO:a. Sistemi di isolamento considerati: (i) gomma, (ii) gomma-piombo, (iii) a
scorrimento a superficie curva, (iv) a scorrimento a superficie piana con l’aggiunta di dispositivi ausiliari ricentranti (gomma, LMF) e/o dissipativi (acciaio, fluido-viscosi).
METODOLOGIA: a. Valutazione della distribuzione di forze compatibile con i tagli
massimi di piano registrati durante prove pseudodinamiche e dinamiche con tavola vibrante, su differenti modelli strutturali.
b. Sintesi dei risultati attraverso analisi di regressione sulle distribuzioni di accelerazioni normalizzate relative a ciascun sistema di isolamento, in funzione del rapporto di isolamento.
c. Confronti con distribuzioni di forze predefinite.
Modelli sperimentali- Modelli sperimentali: Telai in c.a. in scala 1:3.3 con o senza tamponature
- Sistemi di isolamento: (i) gomma, (ii) appoggi scorrevoli acciaio-Teflon + LMF/acciaio
- Azione sismica: accelerogramma artificiale compatibile con spettro EC8/B
- Tecnica di prova: dinamica con tavola vibrante
- Luogo e data: TUA - Atene, 1999.
- Modelli sperimentali: Telai in c.a. in scala 1:4 senza tamponature
- Sistemi di isolamento: appoggi scorrevoli acciaio-Teflon + LMF/acciaio/gomma
- Azione sismica: accelerogrammi artificiali compatibile con spettri EC8/B e EC8/D + Colfiorito.
- Tecnica di prova: dinamica con tavola vibrante
- Luogo e data: LaDIB-Potenza, 2004.
- Modelli sperimentali: Telai in c.a. in scala 1:2.5 senza tamponature
- Sistemi di isolamento: appoggi scorrevoli acciaio-Teflon + LMF/acciaio/gomma
- Azione sismica: accelerogramma artificiale compatibile con spettro EC8/B + Colfiorito.
- Tecnica di prova: pseudodinamica
- Luogo e data: LaDIB-Potenza, 2003.
Distribuzione forze nell’analisi statica edifici
Procedura: singolo test
Tagli massimi Forze di piano
P1
iso
P2
P3
Ti
P1
iso
P2
P3
P1
iso
P2
P3
Accelerazioni
Fi
P1
iso
P2
P3
Regressioni
i
i*i
mFa ⋅
=1i1i qhma +⋅=
1i12
i1i ChBhAa +⋅+⋅=
Lineare
Parabolica
Distribuzione forze nell’analisi statica edifici
Confronto fra tagli di piano
a
a
a
a
b
b
b
b
c
c
c
c
d
d
d
d
e
e
e
e
h
h
h
h
i
i
i
i
0 10 20 30 40 50
(kN)a
a
a
b
b
b
c
c
c
d
d
d
e
e
e
h
h
h
i
i
i
0 10 20 30 40 50
(kN)a
a
a
a
b
b
b
b
c
c
c
c
d
d
d
d
e
e
e
e
f
f
f
f
g
g
g
g
0 10 20 30 40 50
(kN)
GOMMAε = Tiso/Tbf = 5.3
ACCIAIOε = Tiso/Tbf = 5.8
SMAε = Tiso/Tbf = 7.2
P1
iso
P2
P3f
g
fg
fg
fg
fg
fg
fg
g: REG.PARABOLICA
f: REG.LINEARE
e: CHEN
d: trapezia (JPN)
c: triangolare (ITA/USA)
b: uniforme (ITA)
a: SPERIMENTALI
Distribuzione forze nell’analisi statica edifici
Errori standard
P1
P2
P3
GOMMA ACCIAIO
P1
P2
P3
SMA
∑ ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−⋅
−=
=
n
1i
2
ijexp,
ij,numj 1
TT
1n1E
n = numero di testj = j-esimo piano
4.1 < ε < 5.3 5.8 < ε < 7.7ε = 5.8
b
b
b
c
c
c
d
d
d
e
e
e
f
f
f
g
g
g
0% 20% 40% 60%
b
b
b
c
c
c
d
d
d
e
e
e
f
f
f
g
g
g
0% 20% 40% 60%
b
b
b
c
c
c
d
d
d
e
e
e
f
f
f
g
g
g
0% 20% 40% 60%
P1
P2
P3
g: REG.PARABOLICA
f: REG.LINEARE
e: CHEN
d: trapezia (JPN)
c: triangolare (ITA/USA)
b: uniforme (ITA)
a: SPERIMENTALI
Distribuzione forze nell’analisi statica edifici
Resistenza sismica edifici monumentali
TASK 1
PROBLEMATICHE RELATIVE ALL’APPLICAZIONE DEL BIS ALLE COSTRUZIONI STORICO MONUMENTALI
TASK 2
TIPOLOGIEChieseEdifici monumentali ad uno o più piani
TASK 3 TASK 4
Analisi e valutazione della sicurezza sismica - metodi semplificati
Definizione di procedure progettuali per adeguamento mediante il BIS
Campagna sperimentale su dispositivi HDRB
Diffusione delle conoscenze
PRODOTTIIsolatori con prestazioni ottimaliIndicazioni progettuali integrazione e modifiche attuali normeDiffusione delle conoscenze MANUALE
I 10 CASI DI STUDIO: PIANTE ARCHITETTONICHE
SGM SAZ
SMV SBM SMD SGO SGMR
SMM SI
SPM
Resistenza sismica edifici monumentali
I 10 CASI DI STUDIOSGM
LMAX= 27m
BMAX=26m
HMAX=17m
Wtot =4366t
T=0,157s
σMAX =3.10 kg/cmq
σMED=2.60 kg/cmq
LMAX= 66m
BMAX=44m
HMAX=47m
Wtot =29644t
T=0,395s
SBMLMAX= 39m
BMAX=20m
HMAX=19m
Wtot =5720t
T=0,210s
σMAX =3.50 kg/cmq
σMED=4.60 kg/cmq
LMAX= 35m
BMAX=21m
HMAX=32m
Wtot =6472t
T=0,386s
σMAX =5.20 kg/cmq
σMED=4.40 kg/cmq
SMD
SGOLMAX= 29m
BMAX=21m
HMAX=14m
Wtot =2223t
T=0,369s
σMAX =7.00 kg/cmq
σMED=4.30 kg/cmq
SGMR
LMAX= 37m
BMAX=19m
HMAX=13m
Wtot =3667t
T=0,254s
SMM
LMAX= 45m
BMAX=25m
HMAX=36m
Wtot =12054t
LMAX= 48m
BMAX=33m
HMAX=26m
Wtot =5483t
T=0,287s
SI
SMV
T=0,396s
σMAX =7.80 kg/cmq
σMED=5.00kg/cmq
LMAX= 60m
BMAX=51m
HMAX=34m
Wtot =22116t
T=0,040s
LMAX= 63m
BMAX=37m
HMAX=26m
Wtot =16221t
T=0,421s
Wtot 22116 t Wtot 16221 t Wtot 29644 t
Wtot 4366 t Wtot 5720 t Wtot 6472 t
Wtot 2223 t Wtot 3667 t Wtot 12054 t
Wtot 5483 t
SPM SAZ
Resistenza sismica edifici monumentali
TIPOLOGIE DI MACROELEMENTISI SGM SGMR SPM SAZ SMD SMM SMV SBM SGO
Resistenza sismica edifici monumentali
• Analisi CV concentrazioni di tensione all’intersezione deimacroelementi
• Ripartizione Taglio macroelementi + sollecitati: facciata, prospetto laterale
• A livello globale, chiese di maggiore vulnerabilità San Paolo Maggiore e San Giovanni Maggiore (grandi dimensioni e masse)
• Macroelementi maggiormente vulnerabili: archi trionfali e navate principali (elevata richiesta / scarsa capacita’)
• In generale tutte le chiese vulnerabili
CONCLUSIONIResistenza sismica edifici monumentali
Progetto isolamento edifici monumentaliISOLAMENTO ALLA BASE – CASI DI STUDIO
21
29
SGSB
19
37
36
53
SI
SP
SGM
SGMR
63
37
37
61
51
60x51m
Wtot 22116 t
T = 0,040s
63x37m
Wtot 16221 t
T = 0,421s
37x19m
Wtot 3667 t
T = 0,254s
48x33m
Wtot 5483 t
T = 0,287s
29x21m
Wtot 2223 t
T = 0,369s
ISOLAMENTO ALLA BASE – CASI DI STUDIO
1
5
2 3 4
6 78
910 11
12
14
13
15 16 17 18
1920 21
22 23
24 25 26 2728
29 30 31 32 33
SGSB
72
71
70
69
25
35
26
36
45
14 15
46
66
1
16
47
67
2 3
17
48
68
27
37
121110987
333231302928
434241403938
59 60 61 62 63 64
13
34
44
65
232221201918 24
545352515049 55
4 5 6
56 5758
73
74
SP
SGM
SGMR
SI
1 2 3 4 5 7 86
9 10 11 12 13 1514
16 17 18 19 20 22 2321
24 2528 29 30 31
32 34 3533 36 37 38
39 40 4241 43 44 45 46
26 27
4748
49
50
51
5253
54
55
56
57
Scivolatori
28
41014182226
3691317
2125
25812162024
27
23 19 15 11 7 1
SCIVOLATORI
2420
6101428
519
49131827 23
38121726 22
216
2521 15 11 7
1
Ø450
Ø500
Ø550
Ø600
Ø650
Ø700
Ø750
Ø900
Ø950
Ø1000
Ø1100
Ø1250
Progetto isolamento edifici monumentali
PROGETTO BIS - PROCESSO ITERATIVO1. Valutazione baricentro delle masse
2. Valutazione degli sforzi normali per C.V.
3. Scelta di Tis. target (3 s) Scelta della σv media verticale di lavoro
MT
Kis
tot ⋅=.
2
.
)2( π
v
ii
NDσπ ⋅
⋅=
4
2041 =
⋅=
i
i
tDS ti 32 ==
e
i
tDS te
Omogenizzazione delle altezze te,min.;ti,min. Calcolo per i diversi diametri S1eff.; S2eff.
Calcolo di.min;
.
e
isoli
tAGK ⋅
= Calcolo di ∑=i
isoli
tot KK ..
Calcolo di .isol finaleT
Controllo del baricentro delle rigidezze Gmassa~ Grig. Verifiche dispositivi
6.
7.
8.
9.
5. Scelta di Gdin.
10.
Progetto isolamento edifici monumentali
Tis,finalre: 2,90 s
Xmasse:10,17 m
Ymasse:19,51 m
XRigidezze: 10,22 m
XRigidezze: 19,41 m
2 Ø450, 6 Ø500
12 Ø550, 4 Ø600
4 Ø650
4 app. acciaio- teflon
ti=0,55cm, tr=15,40cm
n° strati di gomma=28
ex:0,06
ey:0,09
T=2,63isol.=36
T=2,69isol.=36
T=2,83 isol.=30
T=2,76 isol.=30
T=2,67isol.=36
T=2,59isol.=36
T=2,66isol.=36
T=2,17isol.=36
T=1,68isol.=36
T=2,90 isol.=28
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
3,50
4,00
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
N° iterazioni
Tis.
Ottimiz. baric.G=10G=6G=4
Tensione di lavoro σ=60 Kg/cm2
Soluzione adottata
SCIVOLATORI
500
550550550
600
600550
550
500
550650650600
550650650600
24 20
550
550
550550
450
500
500
500
500
450610
14
28
519
49131827 23
38121726 22
216
25
21 15 11 7
1
550
PROGETTO BIS - PROCESSO ITERATIVO - SGMR
Progetto isolamento edifici monumentali
72
71
70
69
25
35
26
36
45
14 15
46
66
1
16
47
67
2 3
17
48
68
27
37
121110987
333231302928
434241403938
59 60 61 62 63 64
13
34
44
65
232221201918 24
545352515049 55
4 5 6
56 5758
73
74
PROGETTO BIS - PROCESSO ITERATIVO - SPM
S1=20 S2=3
40.8
950
S1=21.05 S2=3.15
40.8
1000
S1=23.16 S2=3.47
40.8
1100
40 Ø1100
14 Ø1000
20 Ø950
strati di gomma: 27ti: 1.19 cmte: 32.13 cm
N° isol.=74
σv, media= 60 kg/cm2
. arg .2.93isol finale t etT T=
ex=0.00m
ey=0.01 m
EccenticitàGM ~ GR
G = 4 kg/cm2
Progetto isolamento edifici monumentali
EFFETTO DELL’IMPALCATO RIGIDO ALLA BASE
Compressive Stress σ - SI church
2
3
4
5
6
7
8
9
Isolator
σ [M
Pa]
with rigid slab
without rigid slab
1 2 109876543 242623222120191817161514131211 282725
Ø650 Ø750
only vertical loads model
26 22 18 14 10 4
28
2521
17 13 9 63
27
2420
16 12 8 5
2
23 19 15 11 7 1Sliders
A
B C
27 28
23 24 25 26
1 2 3 4
A
B
C
Progetto isolamento edifici monumentali
EFFETTO DELL’IMPALCATO RIGIDO ALLA BASE
TIEM1 M1
Ba1 b1 b1 a1
H
qL
B
B
M2
a2 b2 b2 a2
L
H
M2
qB
W4
W4
M2B
M2B
a1 b1
2
11
12 2 b
p
q LM I LI H
⋅= ⋅
+
were: Wq L=
W is the total weight
W4
W4
M1B
M1B
a2 b2
2
11
12 2 b
p
q LM I LI H
⋅= ⋅
+
3
12p bt BI I ⋅= =
t wall thickness
(a) (b)
Modelli semplificati: portale (a) con catena alla base, (b) senza catena alla base
Progetto isolamento edifici monumentali
VERIFICA DEI DISPOSITIVI – CARICO CRITICO
Carico criticoAssunto il blocco di gomma-acciaio come una colonna di altezza he sezione di area A con rigidezza a taglio pari a VS=GAS .
rS t
hAA =AS area effettiva a taglio :
r
SH t
GAK =
carico critico d’Eulero in assenza di deformazione a taglio risulta:
2
2
hEI
V SE
π=
02 =++ ESS VVVVV
Vt
DSAGVe
rdincr ⋅>= α1
ESEMPIO ISOLATORE N. 21 - SGMGD900
S1=32.72 S2=4.90
Ti=0.69
Ti=18.56
225.61. >=⋅⋅⋅
=e
Rcrit
tDSAG
VV
Progetto isolamento edifici monumentali
VERIFICA DEI DISPOSITIVI – CARICO CRITICO1 2 3 4 5 7 86
9 10 11 12 13 1514
16 17 18 19 20 22 2321
24 2528 29 30 31
32 34 3533 36 37 38
39 40 4241 43 44 45 46
26 27
4748
49
50
51
5253
54
55
56
57
Baricentro masseBaricentro rigidezze
Isolatori utilizzati:
D55 : 4
D70 : 21
D90 : 28
D125 : 4
0123456789
101112131415161718192021
12 13 14 46 54 55 4 5 6 8 20 21 28 29 34 35 36 37 42 43 44 45 56 57 1 2 3 7 9 10 11 15 18 19 22 23 26 27 30 31 32 33 38 39 40 41 47 48 49 50 51 52 53 16 17 24 25
Vcrit./V
D55 D70 D90 D12
Isolatori
Vcrit./V>2
OPCM/03“2.5”
CARICO CRITICO “ SGMG ”
Progetto isolamento edifici monumentali
Isolamento con smorzamento supplementare
AttivitAttivitàà svolte nel primo anno del Progettosvolte nel primo anno del Progetto
• sviluppo di modelli analitici e computazionali per lo svolgimento delleelaborazioni numeriche riguardanti edifici dotati di sistemi d’isolamentosismico e di controventamento dissipativo, includenti dispositivi fluido-viscosi; svolgimento di indagini basate anche sull’impiego di segnali “near-fault”
• redazione del capitolo del rapporto di stato dell’arte concernente ilsottogruppo SG3 “Modellazione e sperimentazione dei dispositivi”
• contributo alla programmazione delle attività sperimentali comuni per ilsecondo anno, con riguardo allo svolgimento di prove pseudodinamiche sul telaio di acciaio in scala 1:1,5 presente presso ilLaboratorio dell’Università della Basilicata
Modelli analitici e Modelli analitici e computazionalicomputazionali
DispositiviDispositivi
Modello analitico [Peckan et al. 1995, Sorace e Terenzi 2001a]
Modello computazionale [Sorace e Terenzi 2001b]
Struttura
k1, k2
k∞δ1
c, α
δ (cedimento)
k∞ δ1
-15 -10 -5 0 5 10 15-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
Displacement [mm]
Forc
e [k
N]
Test d185λ = 1
Experimental Numerical
1/55
0
1
212e
)(1
)()()()(
⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢
⎣
⎡+
⋅−+⋅=
Ftxk
txkktxktF ))(sign()()( αd tvtvctF ××=
Isolamento con smorzamento supplementare
Modelli Modelli computazionalicomputazionali
Sistema dSistema d’’isolamento e dissipazione alla base (BISD) isolamento e dissipazione alla base (BISD) e relative installazioni strutturali e relative installazioni strutturali
Edifici
Solai isolati in edifici a destinazione museale od espositiva
Oggetto di applicazioni simulate di altre tecnologie d’isolamento
Isolamento con smorzamento supplementare
Aspetti economici dell’isolamento
Redditività tecnico-economica nell'impiego delletecniche innovative di protezione sismica
Definizione preliminare delle correlazioni fra pericolosità sismica del territorio, scelta del livello di capacità resistente (intensità sismica di progetto), livelli di danno atteso (vulnerabilità), costi di intervento (costi diretti ed indiretti correlati agli scenari di danno), in relazione alle indicazioni della nuova normativa di progetto.
Definizione delle metodologie di analisi per il calcolo delle risposte prestazionali, dell'individuazione dei corrispondenti parametri di danno da porre in relazione con i costi di intervento attesi.
Criterio economico per l'attualizzazione di costi probabili in funzione del tasso annuo di attualizzazione e del periodo di vita utile di riferimento.
TIPOLOGIE STRUTTURALI A CONFRONTO
Edificioconvenzionale
Edificio"isolato"
Edificio"dissipato"
SCHEMI STRUTTURALI SEMPLICI
Edificio"controllato"
Aspetti economici dell’isolamento
REDDITITIVA' TECNICO-ECONOMICA NELL'APPLICAZIONE DELLE TECNOLOGIE INNOVATIVE (1)
β⋅λ= Rg
aoυ
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅=μ
gaZ o
( )αμ−μ⋅= oA KC
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −−+
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛⋅⋅= ∫
− N1A
R
R
1N2A R
111CdRR11
R1N)R(CC
1
o
βυβ ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ μ
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
λ=
1o
1
0 Z1R
βυβ ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ μ
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
λ=
11
1
1 Z1R
Aspetti economici dell’isolamento
xo x1
ko
k1
mo = (building mass)
m1 (foundation mass)
Fy = Ra(Tn) Ad m / qo
Tn = 2π·[m o/k1]1/2
Ti = 2π·[(m o+m1)/ko]1/2
x1 xo
k1
ko Fy = Ra(Tn)·Ad·mo/qy
Fy = Ra(Tn)·Ad·(mo+m1)/qo
Tn = 2π·[(m o+m1)/k1]1/2
mo (deck mass)
m1 (equivalent pier mass)
elasto-plasticdevice
BRIDGE MODEL
(b)
mass ratio w = mo/(mo+m1)stiffness ratio k1/ko
BUILDING MODEL
visco-elasticdevices
(a)
ψ
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅=μ
dox
AaS
Aspetti economici dell’isolamento
REDDITITIVA' TECNICO-ECONOMICA NELL'APPLICAZIONE DELLE TECNOLOGIE INNOVATIVE
Risultati preliminari
• Riduzione dei costi attesi (non attualizzati) in funzione della sismicità e della PGA di progetto
• Valori rapportati al costo di costruzione
Nte1F
NtA
−−=
Fattore di attualizzazione continuo
Aspetti economici dell’isolamento
ANALISI PRESTAZIONALE(Performance-Based Assessment)(Performance-Based Design)
PARAMETRI PRESTAZIONALI
Ricostituzione 10% 50% 100%Perdite 1/100000 1/1000 1/4
Fermo 1gg 45gg 180gg
Stato limite Danno Ultimo CollassoAgibilità2) Danno diretto
(costo di ricostituzione)
3) Danno indiretto(inutilizzabilità dell'edificio)
1) Sicurezza della costruzione(salvaguardia delle vite umane)
Krawinkler (Ginevra 2006)
Aspetti economici dell’isolamento
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
TECNICHE DI ISOLAMENTO ALLA BASE DI EDIFICI IN PRESENZA DI TERREMOTI “NEAR-FAULT”
CAMPO DI INDAGINEStrutture intelaiate in c.a., con isolamento alla baseIsolatori elastomerici armati ad alto smorzamento e slitte acciaio-teflonTerremoti “far-fault” e “near-fault”
OBIETTIVIModellazione e codice di calcolo per l’analisi dinamica in campo non lineareValutazione della risposta dinamica non lineare di strutture isolate alla base (isolatori elastomerici; isolatori elastomerici e slitte, in serie o in parallelo) Valutazione degli effetti di terremoti “near-fault” e confronto con i risultati ottenuti per terremoti “far-fault”Proposte di integrazione delle norme tecniche per la progettazione di edifici con isolamento alla base (nel caso di terremoti “near-fault”)
4 8 12 16 20Girders' maximum ductility demand
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Floo
r lev
el
End section
0 4 8 12 16 20Girders' maximum ductility demand
Quarter-span sect.
0 4 8 12 16 20Girders' maximum ductility demand
Mid-span section
F12.D:
F12.A:
Bing. N-S+Vert.Bingol N-S
Duz. E-W+Vert.Duzce E-W
F12.D:
F12.A:
Bing. N-S+VBingol N-S
Duz. E-W+VDuzce E-W
F12.D:
F12.A:
Bing. N-S+VBingol N-S
Duz. E-W+VDuzce E-W
MAXIMUM DUCTILITY DEMAND IN GIRDERS(F12.A and F12.D Fixed Base Structures)
END (INTERIOR OR EXTERIOR) SECTIONS
QUARTER-SPANSECTIONS
MID-SPANSECTIONS
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
AXIAL FORCE VARIATION IN COLUMNS (F12.A Fixed Base Structure)
-1000 0 1000 2000 3000 4000 5000
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12F12.A
NmaxBingol N-S
BingolN-S + V
Nmin
Nmax
Nmin
-1000 0 1000 2000 3000 4000 5000
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12F12.A
NmaxBingol N-S
BingolN-S + V
Nmin
Nmax
Nmin
EXTERIOR COLUMNS INTERIOR COLUMNS
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
ISOLATED TESTSTRUCTURE
(Eurocode 8, 2003)
350
450
350
350
350
500 500Vertical ground motion
InteriorsectionsQuarter-span
section
Mid-spansection Exterior
section
ExteriorisolatorInterior
isolator
Rigid girder
Horizontal ground motion
500 500 400400
500
500
Test frame
Infilled wall
Tributary area for gravity loads
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
DESIGN PARAMETERS
Nominal stiffness ratios of the isolators (αK0=KV0/KH0)
Vertical fundamental vibration period (T1V)
Horizontal (ξHB) and vertical (ξVB) equivalentdamping ratios for the HDLRBs
BASE ISOLATION SYSTEM
αK0=150 (Eurocode 8, Europe)αK0=800 (OPCM 3274, Italy)αK0→∞
BI2.D: T1V = 0.169 s, 0.089 s
ξHB=10%ξVB=5%
BI2.5.D: T1V = 0.203 s, 0.108 sBI3.D: T1V = 0.248 s, 0.125 s
αK0=150 αK0=800
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
MODELING OF HDLR BEARINGS IN THE HORIZONTAL DIRECTION
FORCE-DISPLACEMENT LAW (Ryan, Kelly and Chopra 2004)
( )[ ] H2
cr0HHH uPP1KuKF −==
COMPRESSIVE AND TENSILE CRITICAL LOADS (Kelly 2003)
PS: shear stiffness per unit lengthPE: Euler buckling load
( ) 0K0Hbcr K4P απφ±=φb: diameter of a circular bearingαK0=KV0/KH0: nominal stiffness ratioKH0: horizontal nominal stiffnessKV0: vertical nominal stiffness
FORCE-VELOCITY LAW
( ) HH10HHHH uTKuCF && πξ≅=ξH: equivalent viscous damping ratioΤ1H: fundamental vibration period
P, u , uV V
KV
CV
KH
CH
F, u , uH H
EScr PPP ±≅
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
MODELING OF HDLR BEARINGS IN THE VERTICAL DIRECTION
FORCE-DISPLACEMENT LAW (Ryan, Kelly and Chopra 2004)
αb=hb/tr≈1.2hb: total height of the bearing
FORCE-VELOCITY LAW
( ) VV10VVVV uTKuCP && πξ≅=ξV: equivalent viscous damping ratioΤ1V: fundamental vibration period
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−=
b
2H
E
SVV h
uPPuKP
( )2bH
0VV u481
KKπφ+
=
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
φπαα
−= 2H
2b2
0K
bVV u
S16uKP
tr: total height of the rubberS2=φb/tr=4 second shape factor
P, u , uV V
KV
CV
KH
CH
F, u , uH H
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
NEAR-FAULT GROUND MOTIONS RECORDED IN TURKEY
0 1 2 3 4T [s]
0
0.5
1
1.5
S aH
/ g
ξΗ=10%EC8H.D (artificial)Duzce (E-W)
EC8H.D (target)
Izmit YP (N-S)
Earthquake Station De (km) Df (km) Soil PGAN-S PGAE-W PGAV
Izmit, 17/8/99 Izmit 9 5 rock 0.16g 0.22g 0.14g
Bingol, 1/5/03 Bayindirlik 14 - rock 0.52g 0.30g 0.45g
Izmit, 17/8/99 Yarimca-Petkim 20 5 soft 0.30g 0.24g 0.24g
Duzce, 12/11/99 Mudurlugu 8 - soft 0.38g 0.51g 0.34g
HORIZONTAL PSEUDOACCELERATION VERTICAL PSEUDOACCELERATION
0 0.1 0.2 0.3 0.4T [s]
0
0.5
1
1.5
S av
/ g
ξV=5%EC8V (artificial)Duzce (vertical)
EC8V (target)
Izmit YP (vertical)
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
0 2 4 6 8 10Girders' ductility demands
1
2
3
4
5
Floo
r lev
el
BI3.D:Variable-stiffnessisolator model
αK0=150αK0=800αK0
Duzce (E-W)
Duzce (E-W+Vert.)
8
DUCTILITY DEMANDS OF GIRDERSFOR DIFFERENT STIFFNESS RATIOS (αK0=KV0/KH0)
0 2 4 6 8 10Girders' ductility demands
1
2
3
4
5
Floo
r lev
el
BI3.D:Variable-stiffnessisolator model
αK0=150αK0=800αK0
Duzce (E-W)
Duzce (E-W+Vert.)
8
EXTERIOR SECTIONS INTERIOR SECTIONS
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
DUCTILITY DEMANDS OF GIRDERS FOR DIFFERENT ISOLATOR MODELS
0 2 4 6Girders' ductility demands
1
2
3
4
5
Floo
r lev
el
variable stiffness
constant stiffness
mid-span sect.exterior sect.
Isolator Models:
mid-span sect.exterior sect.
αK0=150
EXTERIOR AND MID-SPAN SECTIONS
BI3D: Duzce (E-W+Vert.)
0 5 10 15Girders' ductility demands
1
2
3
4
5
Floo
r lev
elvariable stiffness
constant stiffness
mid-span sect.exterior sect.
Isolator Models:
mid-span sect.exterior sect.
αK0=150
BI2.5D: Izmit YP (N-S+Vert.)
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
0 3 6 9 12 15Time [s]
0.9
1
1.1
KV
/KV
0
BI3.D:Exterior isolators
αK0=150αK0=800 Duzce (E-W+Vertical)
0 3 6 9 12 15Time [s]
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
KH
/KH
0
BI3.D:Exterior isolators
αK0=150αK0=800 Duzce (E-W + Vertical)
HORIZONTAL AND VERTICAL STIFFNESSES FOR AN EXTERIOR ISOLATOR
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
-2000
-1000
0
1000
2000
3000
4000
Axi
al fo
rce
varia
tion
[kN
]
EC8H.D EC8H.D+EC8V
Duzce (E-W)
Duzce(E-W+V)
αK0=150αK0=800αK0 8
BI2D: exterior isolator BI2D: interior isolator
AXIAL FORCE VARIATIONOF ISOLATORS
-2000
-1000
0
1000
2000
3000
4000
Axi
al fo
rce
varia
tion
[kN
]
EC8.D (H)
EC8.D (H+V)
Duzce (H)
Duzce (H+V)
αK0=150αK0=800αΚ0 8
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
DUCTILITY DEMAND OF GIRDERS
0 2 4 6 8 10Girders' ductility demands
1
2
3
4
5
Floo
r lev
el
BI3D.HVBI3D.H
Duzce E-W+Vert.
αK0=800
BI3D.HVBI3D.H αK0=150
BI3D.HVBI3D.H αK0 8
0 2 4 6 8 10Girders' ductility demands
1
2
3
4
5
Floo
r lev
elBI3D.HVBI3D.H
Duzce E-W+Vert.
αK0=800
BI3D.HVBI3D.H αK0=150
BI3D.HVBI3D.H αK0 8
Interior sections Mid-span sections
BASE-ISOLATED STRUCTURES:BI3D.H: designed considering only horizontal seismic loadsBI3D.HV: designed considering also vertical seismic loads
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
AXIAL FORCE VARIATIONS FOR THE COLUMNS
-500 0 500 1000 1500 2000 2500Axial force variation [kN]
1
2
3
4
5
Stor
ey
αK0=800
BI3D.HV:Duzce E-W+V
Nm ax
Nm in
Nm ax
Nm in
BI3D.H:Duzce E-W
-500 0 500 1000 1500 2000 2500Axial force variation [kN]
1
2
3
4
5
Stor
eyαK0 =800
BI3D.HV:Duzce E-W+V
Nm ax
Nm in
Nmax
Nm in
BI3D.H:Duzce E-W
Exterior columns Interior columns
BASE-ISOLATED STRUCTURES:BI3D.H: designed considering only horizontal seismic loadsBI3D.HV: designed considering also vertical seismic loads
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
Segnali Segnali ““nearnear--faultfault””
Modello analitico di Modello analitico di HallHall--RyanRyan
43~;
4;~0)2(sen
4~
2)()~(
4;
2;0)(sen)()(
4;0)2(sen
42)(
3322
2221
112
ppp
ppgg
ppp
pgg
pp
ppg
Ttt
TttttAtAtutu
Ttt
TttttAtutu
TttttAtAtu
+==≤≤ωω
−ω
−=
+==≤≤ωω
+=
=≤≤ωω
−ω
=
32
21
1
~0)~2(cos22
)()~(
0)(cos)()(
0)2(cos22
)(
tttAAtutu
tttAtutu
tttAAtu
ppp
gg
pp
gg
ppp
g
≤≤ωω
−ω
+=
≤≤ωω
+=
≤≤ωω
−ω
=
&&
&&
&
3
2
1
~0)~2(sen)~(0)(sen)(0)2(sen)(
tttAtutttAtutttAtu
pg
pg
pg
≤≤ω=≤≤ω−=≤≤ω=
&&
&&
&&
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
Modello analitico di Modello analitico di MakrisMakris--ChangChang
ppp
p
p
pg Ttt
vvtu ≤≤ω
ω−
ω= 0)(cos)(
pppg Tttvtu ≤≤ω= 0)(sin)(&
ppppg Tttvtu ≤≤ωω= 0)(cos)(&&
Segnali Segnali ““nearnear--faultfault””
Elaborazioni (applicazioni al modello )
1 1.5 2 2.5 3 3.50
100
200
300
400
500
600
700
Period [s]
Dis
plac
emen
t [m
m]
H-R Pulse
c = 120 kN(s/mm)α
c = 20 kN(s/mm)α
1 1.5 2 2.5 3 3.5 0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
Period [s]
Abs
olut
e ac
cele
ratio
n [m
m/s
2 ]
c = 120 kN(s/mm)α
c = 20 kN(s/mm)α H-R Pulse
1 1.5 2 2.5 3 3.5 0
100
200
300
400
500
600
700
Period [s]
Dis
plac
emen
t [m
m]
c = 120 kN(s/mm)α
c = 20 kN(s/mm)α
M-C Pulse
1 1.5 2 2.5 3 3.5 0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
Period [s]
Abs
olut
e ac
cele
ratio
n [m
m/s
2 ]
c = 120 kN(s/mm)α
c = 20 kN(s/mm)α
M-C Pulse
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
Segnali Segnali ““nearnear--faultfault””
Elaborazioni (applicazioni al modello )
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0 -1 5 0
-1 0 0
-5 0
5 0
1 0 0
1 5 0
T im e [s ]
Dis
plac
emen
t [m
m]
0
H -R P u lse
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0 -8 0 0 0
-6 0 0 0
-4 0 0 0
-2 0 0 0
2 0 0 0
4 0 0 0
6 0 0 0
8 0 0 0
T im e [s ]
She
ar F
orce
[kN
]
H -R P u lse
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0 -8 0 0 0
-6 0 0 0
-4 0 0 0
-2 0 0 0
2 0 0 0
4 0 0 0
6 0 0 0
8 0 0 0
T im e [s ]
She
ar F
orce
[kN
]
0
M -C P u ls e
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0 -1 5 0
-1 0 0
-5 0
5 0
1 0 0
1 5 0
T im e [s ]
Dis
plac
emen
t [m
m]
0
M -C P u ls e
0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 -1 5 0
-1 0 0
-5 0
0
5 0
1 0 0
1 5 0
T im e [s ]
Dis
plac
emen
t [m
m]
A rtif ic ia l A cc e le ro g ra m 1
0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 -8 0 0 0
-6 0 0 0
-4 0 0 0
-2 0 0 0
0
2 0 0 0
4 0 0 0
6 0 0 0
8 0 0 0
T im e [s ]
Shea
r For
ce [k
N]
A rtif ic ia l A cc e le ro g ra m 1
Effetti di “near-fault” sugli edifici isolati
Progettazione ponti con isolamento non lineare
OBIETTIVO: Messa a punto di una procedura di progettazione ispirata ai principi del peformance-based design per ponti dotati di sistemi di isolamento a comportamento fortemente non lineare
INQUADRAMENTO: (i) Sistemi di isolamento considerati: ottenuti attraverso l’accoppiamento di appoggi scorrevoli acciaio-Teflon con dispositivi ausiliari basati sulle proprietà di diversi materiali e tecnologie (gomma, acciaio o leghe a memoria di forma). (ii) Capacity Spectrum Method (ATC-40)
METODOLOGIA: Verifica della procedura di progettazione attraverso analisi dinamiche non lineari, al variare delle caratteristiche del ponte (altezza pila), del sisma (accelerogramma) e del sistema isolamento (temperatura).
DECK
m
PIER
ISOLATOR K(v), c
mK(v)
c
U (t)g
v(t)
PIER
μpEp
pJ
Displacement
Forc
eKP
(k1*KP)/(k1+KP)
(k2*KP)/(k2+KP)
Fy
Fr
Fr = forza d’attrito negli appoggi scorrevoliFy = forza di plasticizzazione/attivazione del dispositivo ausiliarioKp = rigidezza della pilak1 = rigidezza iniziale dispositivo ausiliarek2 = rigidezza post-elastica dispositivi ausiliare
Progettazione ponti con isolamento non lineare
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0 0.04 0.08 0.12 0.16 0.2Sd (mm)
Sa (g
)
0 40 80 120 160 200
DS(ξ1)
DS(ξn)
F-line
CS1
CSn
PPn PP1
Tef,1
Tef,n
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0 0.04 0.08 0.12 0.16 0.2Sd (mm)
Sa (g
)
0 40 80 120 160 200
DS(ξ1)
DS(ξn)
F-line
CS1
CSn
PPn PP1
Tef,1
Tef,n
DESIGN FORCE APPROACH
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0 0.04 0.08 0.12 0.16 0.2Sd (mm)
Sa (g
)
0 40 80 120 160 200
DS(ξ1)
DS(ξn)
D-line
CS1
CSn
PPn
PP1
Tef,1
Tef,n
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0 0.04 0.08 0.12 0.16 0.2Sd (mm)
Sa (g
)
0 40 80 120 160 200
DS(ξ1)
DS(ξn)
D-line
CS1
CSn
PPn
PP1
Tef,1
Tef,n
DESIGN DISPLACEMENT APPROACH
Procedura di progettazione
Progettazione ponti con isolamento non lineare
Analisi numeriche
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
-10 20 50
(°C)
Fmax
/Fd
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
-10 20 50
(°C)
Dm
ax/D
d
-100
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
100
0 35
(sec)
(mm
)
rubber steel sma
-1000
0
1000
-100 0 100
(mm)
(KN
)
-1000
0
1000
-100 0 100
(mm)
(KN
)
-1000
0
1000
-100 0 100
(mm)
(KN
)
Steel Rubber SMA
F max
/Fde
sign
Dm
ax/D
desi
gn
T = 20 °C
Performance point
Dmax = average over 8 accelerogramsFmax= average over 8 accelerograms
(°C) (°C)
Progettazione ponti con isolamento non lineare
7.2.2.9. Progetto di ponti isolati con smorzatori
A design procedure has been developed for bridges and included in a paper presented at the ERES 2005 conference. This methodology has provided some suggestions for the selection of the optimal values to be assigned to the damping and stiffness parameters of the bridge isolation system.
Progetto modello sperimentale ponte
Pila cava 3.80x0.80-0.50 m
Pulvino 0.60x0.80x2.00 m con foro centrale AxB>100x250mm
Base 0.60x0.80x1.60 m
Tirante precompressione verticale 300-400kN
Elemento impalcato in acciaio 0.5x0.50x2.00m
Martinetto precompressione verticale 300-400kN
Attuatore MTS per pseudodinamica e ciclica
PROVE CICLICHE E PSEUDODINAMICHE DI PONTI A TRAVATA CON SISTEMI DI ISOLAMENTO SISMICO
Legame Forza spostamento (f = 0,5 Hz)
-400000-300000-200000-100000
0100000200000300000400000
-100 -50 0 50 100
spostamento Trasversale (mm)
Forz
a (K
N)
6 MPa0 MPa
Legame Forza trasversale - spostamento (tens. Vert. 6 Mpa)
-400000
-300000
-200000
-100000
0
100000
200000
300000
400000
-100 -50 0 50 100
spostamento (mm)
Forz
a tr
asve
rsal
e(KN
)
0,05 Hz0,1 Hz0,5 Hz
Isolatori gomma-piombo
Legame Forza -spost. trasversale (f = 0,1 Hz)
-300000
-200000
-100000
0
100000
200000
300000
-100 -50 0 50 100
spostamento trasversale (mm)
Forz
a (N
)
2000 KN (23MPa)4000 KN (45MPa)525 KN (6MPa)
Legame forza Spost. trasv. (N 4000 KN)
-300000-250000-200000-150000-100000-50000
050000
100000150000200000250000
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
spostamento trasversale (mm)
Forz
a di
Tag
lio (N
)
Isolatori gomma-piombo
Isolatori sismici (HDRB) per edifici monumentali
From the results of the numerical analyses the following results have been derived: the value of the first shape factor S1=18 is a threshold value, separating acceptable from undesirable behaviour: for devices with S1 values larger than 18 the stress state closely approximates the hydrostatic one, as hypothesized in the theory at the basis of the widely used design formulae; further, the stress concentrations and the edge effects become negligible. Shear strains induced by vertical load strictly depend on the shape factor, show a strong nonlinear variation with the applied vertical pressure and can assume very large values in low shape factor bearings. Design guidelines for rubber isolators should include the above results, though in a simplified form, by explicitly defining appropriate limit values of the long and short term compressive stress as a function of the primary shape factor S1. Missing such indications, local failure in the rubber as well as at the rubber steel interface can occur in the isolator, driving to dangerous drop of the load bearing capacity and of the efficiency of the isolation system.
Isolatori sismici (HDRB) per edifici monumentali
Two sets of HDRBs (steel and composite reinforced) have been designed for the experimental activity; both the sets of bearings are identical in geometry and rubber properties, only varying the material of reinforcing plates. In particular Ø400mm bearings, all characterised by first shape factor equal to 20 and by different values of the second shape factor (from 1.5 to 6) have been defined.Experimental results will be available at the end of the second year of the research program, according to the program schedule.
UNITÀ DI RICERCA c/o UNIVERSITÀ DI NAPOLI FEDERICO II
POTENZIAMENTO CENTRALINA DI
CONTROLLO 18 CANALIMTS AERO ST
IMPIANTO IDRAULICO LABORATORIO 2400 lpm
1 MANIFOLD 380 lpm 2 staz.
1 MANIFOLD 190 lpm 4 staz.
1 MANIFOLD 190 lpm 2 staz.
ATTUATORI DINAMICI MTS
1000kN 1000mm
MARTINETTI A STELO PER
CARICO VERTICALE
1000 kN
CONTROLLO REMOTO
CENTRALINA DI ACQUISIZIONE 96 CANALINATIONAL INSTRUMENTS
380 lpm
190 lpm
190 lpm
SCHEMA DEL SISTEMA DI PROVE SU ISOLATORI
2 ATTUATORI DINAMICI MTS DA 1000 kN
corsa totale da 1000 mm (± 500mm)
azioni ad alta dinamica fino a 1000 kN
fino a 70 Hz per 1 mm di corsa.
per prove dinamiche, statiche e di fatica
PROVE SPERIMENTALI SU ISOLATORI SISMICI
PER EDIFICI DI INTERESSE STORICO-MONUMENTALE
Frequenza 0.45 Hz, a 500mm di corsa e 1000 kN
di carico.
UNITÀ DI RICERCA c/o UNIVERSITÀ DI NAPOLI FEDERICO II
4 MARTINETTI FORATI
1000 kN
250mm di corsa
Ø250/110/110
UNITÀ DI RICERCA c/o UNIVERSITÀ DI NAPOLI FEDERICO II
LABORATORIO PROVE SPERIMENTALI PER LA VERIFICA DELLE CARATTERISTICHE PRESTAZIONALI DI ISOLATORI SISMICI PER
L’ADEGUAMENTO DI EDIFICI DI INTERESSE STORICO-MONUMENTALE
Modelli a rigidezza variabile per isolatori elastomerici
A two-spring-two-dashpot model, made up of a spring acting in parallel with a linear viscous dashpot both in the horizontal and vertical directions has been set up. Two nonlinear laws accounting for the observed behaviour were adopted to simulate the isolator response: one law accounts for the variation of the horizontal stiffness due to the vertical load (P), while the other law accounts for the variation of the vertical stiffness depending on the horizontal displacement (uH); the damping contribution is taken into account simply by a linear viscous damping.
Modelli matematici ed instabilità di isolatori elastomerici
Some formulae for the instability of reinforced elastomeric isolators have been set up and compared to the expressions of the critical load to some relations found in literature, by using them for some isolators experimentally examined. The expression of the critical load in the Norm provides a value much higher than the values assumed by the other literature relations.
Modellazione di isolatori elastomerici con nucleo viscoso
Up to now the following models have been set up:Semi-analytical 3D model for single layer, with neo-hokean constitutive lawFEM 1D beam model for large shear deformations for buckling analyses with a step-by-step strategyThe FEM 3D modelling studies for the entire isolators are in progress.
ISOLATORI ACCIAIO-PTFE: DIAMETRO 600mmPressione Ampiezza Tipo di Frequenza Velocitàdi Contatto Spostamento Onda di Carico di Prova
0.00025 Hz 0.1 mm/s26.4 MPa 0.00125 Hz 0.5 mm/s
TRIANGOLARE 0.00625 Hz 2.5 mm/s19.8 MPa 100. mm 0.0125 Hz 5. mm/s
0.05 Hz 20. mm/s13.2 MPa 250. mm 0.125 Hz 50. mm/s
SINUSOIDALE 0.25 Hz 100. mm/s6.6 MPa 0.5 Hz 200. mm/s
1. Hz 400. mm/s
Isolatori Slitte Acciaio-PTFE
COEFFICIENTE D'ATTRITO DINAMICO - TEST TRIANGOLARE
0.0%
0.2%
0.4%
0.6%
0.8%
1.0%
1.2%
1.4%
0.mm/s 50.mm/s 100.mm/s 150.mm/s 200.mm/s 250.mm/s 300.mm/s 350.mm/s 400.mm/sVelocità di prova
m
Pc 6.6 MPaPc 13.2 MPaPc 19.8 MPaPc 26.4 MPa
Isolatori Slitte Acciaio-PTFE
ATTRITO DINAMICO Vs DISTANZA CUMULATA SLITTE 5-6 E 11-12
Pc=26.4MPa f=0.0125 Hz D=100mm V=5mm/s
0.0%
0.2%
0.4%
0.6%
0.8%
1.0%
1.2%
1.4%
0 mm 5000 mm 10000 mm 15000 mm 20000 mm 25000 mm 30000 mm 35000 mm 40000 mm 45000 mmDistanza Cumulata
m
SLITTE 5-6SLITTE 11-12
Isolatori Slitte Acciaio-PTFE
Modellazione numerica di dispositivi fluido-viscosi
A state of the art has been made on the experimental tests, the mathematical models and the design procedures of seismic isolation systems of light structures. The experimental cyclic behaviour of the isolators has been characterised. The cyclic behaviour for tensile-compression has been reproduced by the classical Bouc-Wen model, modified to take into account the asymmetrical behaviour. The cyclic behaviour for shear stress is symmetric and has been simulated by the hysteretic Bouc-Wen model. The modifications of the Lab Machine have been designed, to carry out different tests for shear stress in two directions and for tensile-compression stress on Wire-Rope devices with different dimensions.
Modellazione numerica di dispositivi fluido-viscosi
The analytical model of FV spring-dampers has been further validated on the results of cyclic and pseudodynamic tests carried out over an expanded time-scale, confirming a remarkable level of correlation with the experimental results, as already observed in the case of real-time tests. The considered behavioural laws were transferred into the corresponding computational model, as well as of the examined case study structures. The computational model was obtained by a proper assembly of nonlinear “link”elements (a dashpot, a spring, a gap, and a hook elements placed in parallel), and the introduction of a thermal variation apt to reproduce the static preload of devices.