TASK 1: ISOLAMENTO SISMICO - Benvenuto in ReLUIS · 7.2.2.3. Determinazione della resistenza...

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

Ospedale del Mare, Ponticelli, Napoli

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


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


Sd

(m)

ξ = 10%

Derived (EC8)

Exact

ξ = 30%

0

0.1

0.2

0.3


Sd

(m)

0

0.1

0.2

0.3


Sd

(m)

ξ = 10% ξ = 30%

Derived (EC8)

Exact

Derived (EC8)

Exact

Derived (EC8)

Exact

Kobe earthquake

Duzce earthquake


Confronto su base statistica fra diverse leggi di riduzione

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8


(T,x

)

EC8 (x=30%)EC8 (x=20%)EC8 (x=10%)

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8


(T,x

) Priestley (x=30%)Priestley (x=20%)Priestley (x=10%)

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8


(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


(T,x

)

Newmark & Hall (x=30%)Newmark & Hall (x=20%)Newmark & Hall (x=10%)

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8


(T,x

)

Wu & Hanson (x=30%)Wu & Hanson (x=20%)Wu & Hanson (x=10%)

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8


(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)


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


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+

=


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)


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


SOSPENSIONE DI PORZIONI O ELEMENTI DELL'EDIFICIO

EDIFICIO OSCILLANTE "BELL BUILDING"

IMPALCATI FLOTTANTI

ESEMPIO: Classe di configurazioni strutturali

"BRIDGE BUILDING"

A B C

ϕ


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


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


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


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


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


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


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


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 5483 t

SPM SAZ


TIPOLOGIE DI MACROELEMENTISI SGM SGMR SPM SAZ SMD SMM SMV SBM SGO


VULNERABILITA’ MACROELEMENTI


• 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.


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


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


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


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


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


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 ”


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 ××=


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


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"


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


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


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


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)


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


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


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


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


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 ±≅


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


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)


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)


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


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:


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


Isolator Models:


αK0=150

BI2.5D: Izmit YP (N-S+Vert.)


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


-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


DUCTILITY DEMAND OF GIRDERS


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


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


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


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=

&&

&&

&&


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)(&&


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



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


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


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


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)


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.



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.


4 MARTINETTI FORATI

1000 kN

250mm di corsa

Ø250/110/110


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


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


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.

TASK 1: ISOLAMENTO SISMICO - Benvenuto in ReLUIS · 7.2.2.3. Determinazione della resistenza...

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