MODELLAZIONE DI UN COLLEGAMENTO ALLA BASE … · le pareti del plinto a bicchiere sono di 250 mm....

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VII WORKSHOP ITALIANO SULLE STRUTTURE COMPOSTE

Benevento, 23-24 Ottobre 2008 UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DEL SANNIO

FACOLTÀ DI INGEGNERIA - DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA

MODELLAZIONE DI UN COLLEGAMENTO ALLA BASE SOCKET-TYPE PER COLONNE PARTIALLY ENCASED

Marisa PECCE

1 Francesca CERONI

1 Angelo GAROFANO

1

1Department of Engineering, University of Sannio, Italy

ABSTRACT

In this paper an innovative base column joint is examined for the case of partially encased columns. Experimental tests previously carried out showed the good performance in terms of ductility of the composite column connected to the foundation by a socket–type joint. A more detailed analysis of the experimental results is presented herein evidencing the important contribution of the joint to the element deformability both in the elastic and plastic field. A simple non linear mono-dimensional model seems to be reliable to evaluate the deformability of the column without the effect of the fixed end rotation at the base joint. Therefore a non-linear tri-dimensional finite element model comprehensive of the foundation has been implemented and gives a good agreement with the experimental results.

Keywords: Capacità rotazionale, colonne composte, telai composti, risposta inelastica, collegamento alla base.

1 INTRODUZIONE

Gli studi nel settore dell’ingegneria sismica hanno ormai da molti anni indirizzato la progettazione delle strutture verso il raggiungimento di prestazioni che sfruttino in modo ottimale le risorse globali sia in termini di resistenza che di duttilità.

A tale scopo nelle strutture a telaio il dimensionamento e la scelta dei dettagli costruttivi si devono finalizzare al raggiungimento della condizione di collasso mediante lo sviluppo di un meccanismo globale, in cui tutta la sovraresistenza dovuta all’iperstacità del sistema e la duttilità disponibile nelle zone più sollecitate siano state effettivamente sfruttate. Per le strutture composte le metodologie di analisi non lineare si presentano complesse [1] ed in molti casi il comportamento è ricondotto a quello delle strutture in acciaio, cosicché la loro applicabilità secondo il capacity design deve essere ancora verificata [2, 3], in quanto l’azione composta dovrebbe influenzare la modalità di crisi modificando il comportamento non lineare dell’elemento strutturale.

In ogni caso la plasticizzazione di tutte le travi e la loro duttilità nelle zone critiche rappresenta sicuramente una risorsa fondamentale per la struttura, ma è importante sottolineare che il meccanismo si chiude con la plasticizzazione alla base delle colonne dove la resistenza e la duttilità dipendono dal tipo di collegamento con la fondazione.

Inoltre, negli schemi isostatici o nei telai con poche campate e pochi piani la plasticizzazione al piede delle colonne diventa una risorsa di duttilità fondamentale se non unica.

Il comportamento della zona di attacco della colonna alla fondazione assume, quindi, un ruolo importante per la performence dell’intera struttura e su di esso sono stati fatti molti studi sperimentali e sviluppati modelli di calcolo sia per gli elementi in calcestruzzo armato che in acciaio, mentre per le colonne composte ci sono pochi dati disponibili, anche perché le tipologie di colonne composte e di collegamento sono varie.

La duttilità del collegamento colonna-fondazione dipende dalla tipologia di colonna composta, ma soprattutto dal sistema utilizzato per la connessione. I risultati sperimentali e le modellazioni sono ancora

VII WORKSHOP ITALIANO SULLE STRUTTURE COMPOSTE Benevento, 23-24 Ottobre 2008

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pochi soprattutto per le tipologie di colonne partially e fully encased [4, 5, 6], e spesso derivano dall’analisi di strutture in acciaio (ad esempio [7, 8, 9, 10, 11, 12]). Inoltre le normative non forniscono indicazioni progettuali per i collegamenti non tradizionali come quello analizzato nel presente lavoro, sottolineando ulteriormente la necessità di studi aggiuntivi.

Alcune prove sperimentali [13] sono state condotte su un collegamento alla base innovativo di tipo socket per colonne composte acciaio-calcestruzzo di tipo partially encased [14],realizzato in analogia a quello delle strutture prefabbricate (plinto a bicchiere); i risultati hanno dimostrato che questo tipo di collegamento consente una elevata dissipazione di energia.

In questo lavoro si analizza in dettaglio la risposta inelastica del collegamento alla base provato da [13] e si presentano alcuni confronti teorici ed i risultati di una modellazione agli elementi finiti.

2 LE PROVE SPERIMENTALI 2.1 Descrizione dei provini

Le prove sperimentali analizzate nel seguito ed utilizzate per lo sviluppo di un modello numerico fanno parte di un programma sperimentale più ampio, condotto presso il laboratorio del DIST (Dipartimento di Ingegneria Strutturale) dell’Università di Napoli [13]. Le prove svolte miravano ad investigare il comportamento del collegamento alla fondazione di colonne composte partially encased, secondo due sistemi: un sistema tradizionale di piastra e tirafondi ed un sistema innovativo tipo socket. In questo lavoro si analizza in dettaglio il comportamento del collegamento innovativo soprattutto in termini di capacità deformativa in campo post-elastico, fondamentale per le prestazioni sismiche delle strutture a telaio.

Le due colonne esaminate in questo lavoro sono di tipo parzialmente rivestito ed i profili metallici utilizzati sono HEB 260 e HEB 280.

La classe nominale dell’acciaio da carpenteria dei provini è S235; i valori medi delle caratteristiche meccaniche sono stati valutati sulla base di prove di caratterizzazione e sono riportati in tabella 1. Per il riempimento della colonna è stato impiegato un calcestruzzo di classe C25/30 (resistenza cubica sperimentale 21.3 MPa) ed un acciaio da armatura di classe B450 C. Il plinto è stato realizzato con calcestruzzo C70/80; per la solidarizzazione della colonna nel bicchiere, infine, è stato utilizzato un riempimento di malta espansiva del tipo MAPEFILL caricata con il 28% di pietrischetto (5-8 mm).

Tabella 1 Proprietà meccaniche dell’acciaio da carpenteria

HEB 260 HEB 280 Proprietà

Anima Flange Anima Flange

fy [MPa] 406 341 341 300

fu [MPa] 480 449 450 430

fu/fy [-] 1.18 1.32 1.32 1.43

εu [%] 31.8 35.7 34.5 37.1

I profili utilizzati sono entrambi di classe 1 poiché per le ali il rapporto b/tf = 20.8·ε·per il profilo HEB 260

e b/tf = 21.5·ε·per il profilo HEB 280, valori entrambi inferiori al limite b/tf = 44·ε,·essendo yf

235ε =

secondo quanto indicato dai codici normativi europei [14], per evitare fenomeni di instabilità locale delle ali prima della plasticizzazione della sezione. Inoltre, l’instabilità locale dell’anima del profilo è impedita dal vincolo offerto dal riempimento di calcestruzzo.

La sezione è completata da un’armatura longitudinale costituita da 8 ferri di diametro 12 mm collegati da staffe di diametro 8 mm. La geometria delle colonne è riportata in Figura 1.

Il collegamento è stato progettato nel rispetto delle indicazioni fornite dall’Eurocodice 2 [15] per i sistemi prefabbricati; le prescrizioni normative utilizzate per il progetto sono basate sui meccanismi allo stato limite ultimo del tipo “biella – puntone”. Lo schema di inghisaggio delle colonne composte con collegamento a bicchiere è riportato in Figura 2. Lo spessore del blocco di fondazione è di 300 mm, mentre le pareti del plinto a bicchiere sono di 250 mm. Il blocco di fondazione presenta delle dimensioni in pianta di 1200 mm x 2000 mm ed un’altezza complessiva di 1050 mm. La colonna composta è stata connessa alla fondazione con una lunghezza di immersione di 750 mm.


3

260

27

85

40 40

STEEL COLUMN 9

2.5

10

0

15

15

10

0

P1

20

02

00

10

0

Complete

PenetrationWeld

400

260

26

0

15

7

STIRRUPS Ø8

SPAN STEEL REBARS Ø12

HEB 260

280

2785

Complete

PenetrationWeld

400

92.5

100

15

15

P1

200

200

100

STIRRUPS Ø8

107

208

280

280

172

SPAN STEEL REBARS Ø12

STEEL COLUMN

HEB 280

Fig. 1 Geometria delle colonne composte.

82.2 80 82.2

Limite del calcestruzzo di riempimento della colonna

Volume da riempire nella fase di inghisaggio 0.10 mc

Riempimento con

MAPEFILL caricata

con 28% di

pietrischetto (5-8 mm)

75

30

528

13

.46

1.6

8

Fig. 2 Particolare della connessione di base

2.2 Set-up di prova La prova sperimentale è stata condotta applicando alla colonna composta una forza orizzontale crescente ed un prefissato valore di sforzo normale (N = 330 kN per la colonna HEB 260 e N = 520 kN per la colonna HEB280) mantenuto costante durante la prova.

Il carico verticale è applicato alla colonna attraverso due martinetti idraulici connessi mediante due barre in acciaio alle cerniere poste in corrispondenza del blocco di fondazione. Il sistema di reazione per tale sforzo normale consiste in un piatto in acciaio posizionato al di sotto del plinto di fondazione e collegato alle cerniere. Tale sistema permette di applicare la forza verticale assialmente alla colonna composta durante tutta l’esecuzione della prova.


4

La forza orizzontale, F, che simula l’azione sismica, è stata applicata ad una sezione distante 1700 mm dall’estradosso del blocco di fondazione, utilizzando un martinetto idraulico con capacità di 500 kN. La colonna è vincolata alla piastra del pavimento del laboratorio attraverso il plinto di fondazione in calcestruzzo mediante l’impiego di cavi in acciaio pre-tensionati e l’azione orizzontale è stata applicata mediante un attuatore contrastato da un apposito sistema in acciaio. La prova è stata condotta in controllo di spostamento.

In Figura 3 si riportano le caratteristiche geometriche del sistema di prova, delle parete di contrasto e del collegamento della stessa con il sottostante piano rigido.

Fig. 3 Schema della prova sperimentale

I provini sono stati strumentati in maniera da poter valutare la concentrazione di richiesta inelastica al

piede della colonna; in particolare, in Figura 4 si riporta uno schema del posizionamento dei trasduttori di spostamento LVDT ed un’immagine di dettaglio della strumentazione.

(a) (b)

Fig. 4 Posizionamento dei trasduttori LVDT: a) schema con distanze in cm; b) immagine di dettaglio


5

2.3 Risultati sperimentali e prestazione dei provini Le prove condotte forniscono le curve sperimentali carico-spostamento in testa riportate in Figura 5 per

la colonna con profilo metallico HEB 260 e HEB 280. La prova è stata interrotta per un valore di spostamento pari a 180-200 mm, valore per il quale iniziavano a manifestarsi fenomeni di instabilità delle ali della sezione del profilo alla base.

0

100

200

300

400

0 50 100 150 200

spostamento [mm]

Fo

rza

[kN

]

HEB 280

HEB 260

Fig. 5 Curve sperimentali carico – spostamento

Oltre allo spostamento in testa, i trasduttori applicati hanno consentito di misurare durante la prova gli

spostamenti a diverse quote in prossimità dell’attacco in fondazione (Figura 4). Utilizzando le misure degli

spostamenti sono state quindi calcolate anche le rotazioni, ϕ, nel tratto prossimo all’attacco in fondazione in base alla seguente espressione:

1ii

1iij

xx

vv

+

+

−

−=ϕ (1)

dove vi e vi+1 sono gli spostamenti misurati da due trasduttori progressivi, xi e xi+1 sono le distanze degli stessi trasduttori dalla testa del plinto; pertanto la rotazione ottenuta si può attribuire alla quota xj=(x1-xi+1)/2 rispetto alla testa plinto.

In Figura 6 si riportano per le due colonne gli andamenti delle rotazioni nel punto più prossimo all’attacco in fondazione (quota 37.5 mm) e la rotazione rigida globale (drift), calcolata come rapporto tra lo spostamento in testa e l’altezza della colonna. Si osserva che la rotazione misurata alla base è pari a circa il 50% del drift per entrambe le colonne, indicando chiaramente che la deformabilità del collegamento, sia in campo elastico che plastico, è rilevante.

Note le rotazioni, si può calcolare la curvatura, χ, come il rapporto tra la variazione delle rotazioni misurate a quote diverse e la distanza relativa secondo l’espressione seguente:

1jj

1jji

xx +

+

−

ϕ−ϕ=χ (2)

Gli andamenti delle curvature sono riportati nel paragrafo successivo quando si introduce il confronto

con i valori teorici.


6

0

100

200

300

400

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

rotazione

Fo

rze

[kN

]HEB 280

HEB 260

alla basedrift

Fig. 6 Curve sperimentali carico – rotazione al piede ed in testa

3 CONFRONTI TEORICO–SPERIMENTALI 3.1 Diagramma momento curvatura

Il diagramma momento curvatura delle due sezioni sperimentali è stato costruito considerando per l’acciaio del profilo anche la fase di incrudimento mediante un legame costitutivo di tipo elastico-incrudente ed utilizzando le caratteristiche meccaniche dei materiali valutate sperimentalmente. Per il calcestruzzo è stato assunto un legame di tipo elasto-plastico in cui la resistenza a compressione è pari al valore sperimentale, mentre la resistenza a trazione è stata trascurata. In Figura 7a e 7b, rispettivamente per la colonna HEB260 e HEB280, sono riportati i confronti tra la relazione momento-curvatura teorica e quella sperimentale calcolata tra due coppie di punti alla base (misure dei trasduttori 1-2 e 2-3); il grafico teorico viene sviluppato fino al valore massimo della curvatura sperimentale. Le curve teoriche e sperimentali mostrano un buon accordo ed il calcolo evidenzia che le massime deformazioni teoriche nel calcestruzzo compresso arrivano circa a 0.06.

Nella Tabella 2 sono confrontanti i valori sperimentali e teorici dei momenti di snervamento e dei momenti ultimi valutati in corrispondenza del massimo spostamento raggiunto durante la prova

Tabella 2 Momenti di snervamento e momenti ultimi

HEB260 (N = 330 kN) HEB280 (N = 520 kN)

My [kN m] Mu [kN m] My [kN m] Mu [kN m]

Teorico 487 546 486 574

Sperimentale 428 506 458 603


7

0

100

200

300

400

500

600

0.0000 0.0001 0.0002 0.0003 0.0004

curvatura [1/mm]

mom

ento

[kN

m]

teorico

sperimentali

a)

0

100

200

300

400

500

600

700

0.0000 0.0002 0.0004 0.0006

curvatura [1/mm]

mom

ento

[kN

m] teorico

sperimentali

b)

Fig. 7 Confronto momento – curvatura sperimentale e teorico: a) HEB260; b) HEB280

3.2 Calcolo dello spostamento

La relazione teorica momento - curvatura consente di calcolare lo spostamento in testa alla colonna tenendo conto del comportamento non lineare dei materiali ed escludendo la deformabilità introdotta dal tipo di collegamento in fondazione. Nelle Figure 8a e 8b sono rappresentati i risultati in termini di relazioni forza – spostamento ottenuti rispettivamente per la colonna HEB260 e HEB280, assumendo come punto finale quello in cui si raggiunge il massimo momento sperimentale. Dal confronto con le curve sperimentali si osserva una rilevante differenza già nella fase elastica, in quanto le curve teoriche mostrano valori dello spostamento sempre minori di quelli sperimentali. Si è pertanto ritenuto opportuno aggiungere allo spostamento teorico, calcolato considerando solo il contributo della deformabilità della colonna, la rotazione sperimentale misurata alla base (fixed end rotation) e, quindi, certamente attribuibile alla deformabilità del collegamento.

Le curve modificate con l’aggiunta della fixed end rotation presentano un migliore accordo con quelle sperimentali sia nella parte elastica che in quella plastica (Figure 8a e 8b). Tuttavia a seguito di tale aggiunta, lo spostamento teorico massimo è maggiore di quello sperimentale, in quanto i diagrammi forza-spostamento sono stati tutti tracciati fino al raggiungimento della stessa forza sperimentale massima a cui corrispondono curvature teoriche più grandi di quelle sperimentali. Infatti, in avanzato campo plastico la modesta pendenza del legame momento-curvatura può fornire elevate variazioni di curvatura per piccole differenze di sollecitazione. La modellazione può essere ulteriormente raffinata utilizzando, ad esempio, un legame costitutivo del calcestruzzo di forma più articolata di quello elasto-plastico. In ogni caso, il risultato conferma che la plasticizzazione della sovrastruttura dipende essenzialmente dal comportamento post-


8

elastico dei materiali, mentre la deformabilità globale è influenzata dal collegamento alla base.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 50 100 150 200 250

spostamento [mm]

Forz

a [kN

] teorica + fixed end rotation

teorica sperimentale

a)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 50 100 150 200 250 300

Fo

rza [kN

]

teorica + fixed end rotation

teorica

sperimentale

spostamento [mm]

b)

Fig. 8 Confronto teorico-sperimentale delle curve carico-spostamento: a) HEB260; b) HEB280

3.3 Confronto con modello agli elementi finiti 3.3.1 Descrizione del modello numerico

Allo scopo di cogliere in modo dettagliato il comportamento locale e globale del collegamento è stato sviluppato un modello spaziale tri-dimensionale agli elementi finiti del sistema sottoposto a prova mediante il codice di calcolo DIANA TNO (release 9.3) [16]. Gli elementi utilizzati per la discretizzazione sono solidi di tipo brick a 8 nodi e 6 superfici del tipo riportato in Figura 9, sia per il profilo in acciaio che per il calcestruzzo del riempimento della sezione e del plinto di fondazione. Gli elementi che discretizzano il profilo in acciaio ed il calcestruzzo adiacente sono rigidamente collegati nei nodi, trascurando eventuali legami di interfaccia.

In generale, in tale tipo di elemento, a sezione rettangolare, si assume che la distribuzione di tensioni e deformazioni rispetto all’intero volume è di tipo lineare secondo ciascuna delle tre direzioni componenti; pertanto se con εxx, εyy, εzz e σxx, σyy, σzz, si indicano le deformazioni in direzione x, y e z, rispettivamente e le tensioni normali nelle stesse direzioni, la deformazione εii e la tensione σii sono costanti nella direzione i mentre variano linearmente nelle altre due direzioni.


9

Fig. 9 Elemento brick impiegato nella modellazione dei provini

Per ridurre l’onere di calcolo si è sfruttata la simmetria della struttura secondo il piano individuato

dall’asse di simmetria della sezione trasversale e l’asse verticale; pertanto è stato modellato solo metà provino introducendo un vincolo di simmetria in corrispondenza del piano medio del sistema (sono impediti gli spostamenti ortogonali al piano di simmetria) e dividendo a metà la forza orizzontale. L’effetto dello sforzo normale è stato simulato applicando una distribuzione uniforme di tensione. In corrispondenza del punto di applicazione della forza orizzontale, nel modello della colonna sono stati inseriti anche gli irrigidimenti effettivamente realizzati sul provino per impedire fenomeni di imbozzamento locale. Gli elementi di base del plinto sono stati incastrati per introdurre le reali condizioni di laboratorio in cui il plinto è stato vincolato rigidamente alla pavimentazione.

In Tabella 3, per entrambi i profili considerati, si riporta il numero di nodi, il numero e le dimensioni degli elementi finiti in cui è stato discretizzato il modello.

Tabella 3 Numero di nodi ed elementi del modello e dimensioni degli elementi finiti

Tipo profilo HEB 260 HEB 280

Numero di nodi 19008 19008

Numero di elementi 16290 16290

Dimensioni elementi (in mm)

Ala profile 18 x 25 x 50 18 x 27 x 50

Anima profile 5 x 18 x 50 5 x 18 x 50

Calcestruzzo interno alla colonna 17 x 25 x 50 19 x 27 x 50

Calcestruzzo del plinto 51 x 52 x 50 51 x 51 x 50

3.3.2 Modellazione dei materiali

Per la modellazione dei materiali si è assunto un comportamento non lineare per il calcestruzzo e per l’acciaio in ipotesi di comportamento isotropo ed omogeneo.

In particolare per l’acciaio si considera un legame costitutivo di tipo elasto–plastico con incrudimento, del tipo riportato in Figura 10a, sia in trazione che in compressione rappresentato dalle seguenti relazioni:

s

sy,sy,

E

fε = ; ( )sy,st,

sy,st,

sy,ssy,s εε

ff

ffεε −

−

−+= (3)

In particolare, in accordo con quanto risulta dalle prove di caratterizzazione meccanica dei materiali, si considera un diverso valore delle tensioni di snervamento e di rottura per l’anima e per le ali di ciascun profilo.

Per la modellazione del calcestruzzo di riempimento e del blocco di fondazione sono stati utilizzati i legami non lineari riportati in Figura 10b e 10c. In particolare, per la compressione (Figura 10b) si è assunto un legame bi-lineare caratterizzato nella prima parte dal modulo elastico medio E1 valutato in base alle formule di normativa [15] fino ad un valore di tensione pari a 0.4 della resistenza a compressione, fc. Nel secondo tratto, caratterizzato da un modulo elastico inferiore E2, il valore di picco della resistenza si raggiunge in corrispondenza di una deformazione pari a 0.002 dopo la quale si assume un ramo piatto


10

indefinito (Figura 10b) che può essere significativo dell’elevato grado di confinamento del calcestruzzo intorno al profilo nella zona immersa nel plinto e dell’effetto del profilo stesso sul calcestruzzo nella parte di sovrastruttura.

Per il legame in trazione (Figura 10c), invece, si è considerato un legame caratterizzato da softening lineare dopo il picco di resistenza, fct, con valore massimo della deformazione a trazione definito in funzione dell’energia di frattura, Gf1, stimata in base a dati di letteratura.

Il modulo elastico del calcestruzzo viene assunto uguale in compressione e trazione.

a) b) c)

Fig. 10 Legami costitutivi: a) acciaio; b) calcestruzzo compresso; c) calcestruzzo teso

Poiché gli elementi finiti utilizzati sono di tipo tri-dimensionale si è considerato un modello

comportamentale di tipo total strain con rotating cracking [17]; i legami costitutivi introdotti si applicano nelle tre direzioni principali a seconda del segno delle deformazioni e seguono l’evoluzione del fenomeno fessurativo (rotating cracking).

Tabella 4 Proprietà meccaniche dei materiali impiegate nelle analisi non lineari

Calcestruzzo Colonna Calcestruzzo Plinto

Parametro HEB260 HEB280 HEB260 HEB280

E1 [MPa] 27602 27602 39441 39441 fc [MPa] 21.3 21.3 70.0 70.0 fct [MPa] 2.3 2.3 5.1 5.1 Gf1 [N/mm] 0.07 0.07 0.10 0.10

3.3.3 Risultati

Nelle Figure 11a e 11b sono diagrammati i confronti tra le curve carico-spostamento sperimentali e teoriche ottenute dal modello agli elementi finiti per entrambe le tipologie di colonne. Complessivamente il modello approssima bene i risultati sperimentali, anche se la deformabilità teorica in campo elastico risulta comunque inferiore di quella sperimentale.

La simulazione numerica è stata svolta fino al valore dello spostamento massimo raggiunto sperimentalmente durante le prove; in corrispondenza di questa condizione le deformazioni massime raggiunte nei materiali secondo il modello FE risultano pari a circa 0.08 nella colonna HEB260 e 0.10 nella colonna HEB280, pressoché uguali nell’acciaio e nel calcestruzzo avendo assunto una condizione di perfetta aderenza tra i due materiali. Questi valori di deformazione on molto prossimi a quelli ottenuti considerando i legami sperimentali momento-curvatura ultima. Si conferma, quindi, un elevato effetto di confinamento del profilo metallico sul calcestruzzo, che gli conferisce elevata duttilità.

Nelle Figure 12a e 12b sono riportate le mappe di distribuzione delle deformazioni lungo le colonne sia nella parte al disopra del plinto sia all’interno dello stesso: una linea tratteggiata segnala l’inizio della zona di colonna immersa nel plinto. La distribuzione delle deformazioni mostra che la zona di colonna plasticizzata, dove cioè i valori di deformazione superano il limite di snervamento, pari a circa 0.016 per le ali, si estende per circa 45-60 cm, a secondo della colonna, lungo la sua altezza al di fuori del plinto (circa 0.3 dell’altezza totale), mentre interessa una zona molto limitata di circa 5 cm nella parte all’interno del plinto (ogni elemento finito ha un altezza di circa 5 cm).

Si osserva, quindi, che la deformabilità del vincolo è dovuta in minima parte alla penetrazione dello snervamento dell’acciaio, mentre il contributo maggiore è dato dal meccanismo di interazione tra la colonna e il calcestruzzo del bicchiere, che è già rilevante in fase elastica.


11

0

100

200

300

400

0 50 100 150 200

spostamento [mm]

Fo

rza

[kN

]

sperimentaleteorico

0

100

200

300

400

0 50 100 150 200

spostamento [mm]

Fo

rza [

kN

]

sperimentale

teorico

(a) (b) Fig. 11 Confronto della relazione carico–spostamento sperimentale con il modello FE: a) HEB260; b) HEB280

a) b) Fig. 12 Distribuzione delle deformazioni in corrispondenza dello spostamento ultimo: a) HEB260; b) HEB280

4 CONCLUSIONI

Il collegamento in fondazione per colonne composte esaminato in questo lavoro è di tipo a bicchiere (socket-type) realizzato secondo una tipologia generalmente utilizzata per le colonne in c.a. prefabbricate.

I risultati sperimentali, già illustrati in altri lavori [13], hanno mostrato una buona prestazione del collegamento in termini di duttilità, indicandone sicuramente l’opportunità di impiego in zona sismica. Tuttavia il numero limitato di prove rende indispensabile lo sviluppo di un modello che consenta una adeguata analisi teorica finalizzata a definire correttamente i parametri progettuali (profondità di annegamento, resistenza dei materiali, ecc…) e prestazionali (resistenza, capacità rotazionale) generalizzandone gli effetti.

Le analisi teoriche svolte in questo lavoro mediante una semplice modellazione monodimensionale hanno consentito di cogliere in modo soddisfacente il comportamento della sovrastruttura sottolineando in maniera evidente l’elevata aliquota di deformabilità del collegamento e, quindi, l’esigenza di sviluppare un


12

adeguato modello anche di quest’ultimo. L’implementazione di un modello agli elementi finiti tri-dimensionale, che consente di introdurre le caratteristiche geometriche e meccaniche del sistema colonna-plinto, ha infatti fornito risultati soddisfacenti.

Il buon accordo tra il comportamento sperimentale e la modellazione FE rappresenta il primo passo di un analisi numerica estesa che consentirà di stabilire parametri progettuali affidabili sia in termini di resistenza che di duttilità. RINGRAZIAMENTI

Il presente lavoro è stato svolto dall’unità di ricerca dell’Università del Sannio nell’ambito delle attività del progetto RELUIS – linea 5 finanziato dal Dipartimento di Protezione Civile per il triennio 2005-2008. Si ringrazia inoltre l’ing. Alessandra De Angelis per il suo lavoro di tesi.

BIBLIOGRAFIA [1] Spacone E., El-Tawil P.E. “Non linear Analysis of Steel-Concrete Structures: State of the Art”. Journal

of Structural Engineering, Vol. 130, No. 2, February 2004, pp. 159-168. [2] Hajjar, J.F. (2002). “Composite Steel and Concrete Structural Systems for Seismic Engineering”.

Journal of Constructional Steel Research, 58(5-8), 702-723. [3] Mazzolani, F.M. (2003). “Steel and composite structures in European seismic areas: research,

codification, design and applications”. Earthquake Spectra, 19(2), 415-452. [4] Pertold J., Xiao R.Y., Wald F. “Embedded steel column bases – I. Experiments and numerical

simulation”. Journal of Constructional Steel Research 56 (2000) 253-270. [5] Pertold J., Xiao R.Y., Wald F. “Embedded steel column bases – II. Design model proposal”. Journal of

Constructional Steel Research 56 (2000) 271-286. [6] Hsu H.-L., Lin H.-W. “Improving seismic performance of concrete-filled tube to base connections”.

Journal of Constructional Steel Research. 2006. [7] Akiyama H., Kurosawa M., Wakuni N., Nishimura I. “Strength and deformation of column bases

embedded in base concrete”. AIJ 1984;335:45-53. [8] Nakashima S. “Experimental behaviour of encased steel square tubular column-base connections”. In:

Dowling P., Harding J.E., Bjorhovde R., Martinez-Romeo E., editors. Proceedings of the First Word Conference on Constructional Steel Design, Word Developments. Acapulco: Elsevier Applied Science, 1992. p. 240-9.

[9] Nakashima S., Igarashi S. “Behaviour of steel square tubular column bases embedded in concrete footings”. In: Proceedings of International Conference Recent Research Advances and their Application to Design, Part I. Budva, 1986. p. 119-28.

[10] Nakashima S., Igarashi S., Suzuki T., Kadoya H. “Experimental behaviour of encased steel column-base connections”. In: IABSE Symposium Mixed Structures Including New Materials, Part A. Brussels, 1990. p 289-95.

[11] Nakashima S., Nakagawa N. “Experimental study on square steel tubular column – bases embedded in foundation beams”. Part 1, 2 e Part 3, 4, Abstracts. Annual Meeting of A.I.J., 1984; (September): 1389-92 e 1984; (October):1251-54.

[12] Kock E., Mang F., Schleich J.B., Seiler J., Stiglat K. “Steel columns embedded in concrete foundation”. Fourth international conference on structural failure, durability and retrofitting. Singapore, 14-14 July 1993.

[13] Di Sarno L., Pecce M.R., Fabbrocino G. “Inelastic response of composite steel and concrete base column connections”. Journal of Constructional Steel Research (2006).

[14] Eurocode 4 (2004). Design of composite steel and concrete structures - Part 1.1: General rules and rules for buildings. CEN, European Committe for Standardization. Brussels, Belgium.

[15] Eurocode 2 (2004). Design of concrete structures. Part 1-1: General rules and rules for buildings. PrEN 1992-1-1:2004. CEN, European Committee for Standardization. Brussels, Belgium.

[16] TNO Building and Construction Research. “DIANA Finite Element Analysis. User’s Manual. Release 9.3. Element Library, Material Library”. Department of Computational Mechanics, P.O. Box 49, 2600 AA Delft, The Netherlands, 2008.

[17] Selby R.G., Vecchio F.J. “Three-dimensional constitutive relations for reinforced concrete”. Tech. Rep. 93-02, Univ. Toronto, dept. Civil Eng., Toronto, Canada, 1993.

MODELLAZIONE DI UN COLLEGAMENTO ALLA BASE … · le pareti del plinto a bicchiere sono di 250 mm....

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