modellazione del comportamento ultimo di pile da ponte ... - ReLUIS

UNIVERSITA’ DEGLI STUDI DI SALERNO
DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA CIVILE
RETE DEI LABORATORI
UNIVERSITARI DI
INGEGNERIA
SISMICA
Workshop 12-13 13 febbraio 2007
Materiali e Approcci Innovativi per il Progetto in Zona Sismica e la Mitigazione
della Vulnerabilità delle Strutture
MODELLAZIONE DEL COMPORTAMENTO ULTIMO
DI PILE DA PONTE DEL TIPO CFT
Luigi Mastrandrea, Vincenzo Piluso
ReLUIS – Linea 5 – Unità Operativa 6
Dipartimento di Ingegneria Civile – Università di Salerno

Materiali e Approcci Innovativi per il Progetto in Zona Sismica e la Mitigazione della Vulnerabilità delle Strutture
PROGRAMMA DI RICERCA
ReLUIS - Linea 5:
Sviluppo di approcci innovativi per il progetto di strutture
in acciaio e composte acciaio-calcestruzzo
Coordinatori: Prof. F.M. Mazzolani – Prof. R. Zandonini
Unità Operativa 6:
Risposta sismica e regole di progetto di ponti
a struttura composta acciaio-calcestruzzo
Responsabile: Prof. V. Piluso
L. Mastrandrea, V. Piluso: “Modellazione del Comportamento Ultimo di Pile da Ponte del tipo CFT”
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Materiali e Approcci Innovativi per il Progetto in Zona Sismica e la Mitigazione della Vulnerabilità delle Strutture
OBIETTIVI
Ponti a travata in struttura composta acciaio-calcestruzzo: la pila
(zona dissipativa – struttura a pendolo inverso)
soluzione CFT
(Concrete Filled Tube)
confinamento del calcestruzzo
regime tensionale biassiale nel tubo
instabilità locale
‣ Determinazione del legame
momento-curvatura (M-χ)
monotono / ciclico
(caratterizzazione della sezione)
‣ Determinazione della curva
forza-spostamento (F-δ)
monotona / ciclica
(caratterizzazione della membratura)
• Sezioni tubolari: CHS – SHS – RHS
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CONFINAMENTO DEL CALCESTRUZZO
• Modello di Mander-Priestley-Park (1988) fcc
/ fc
σ
ε
c
cc
fcc
x r
=
r −1+
x
r
ε
x =
ε
[ 1+
5( f f 1)
]
= 0.002
−
cc
c
c
cc
r =
E
sec
E
c
f
=
ε
Ec
− E
cc
cc
sec
f
l2
/ f
c
f
l1
/ f
c
f cc
• Modello di Shams-Saadeghvaziri (1999) – modello analitico di genesi numerica (analisi FEM)
f
σ
cc
=
f
c
+ A f
c
⎡
⎢1
+
⎢⎣
⎛
⎜
⎝
a + bx + cx
D t
B
α
⎞
⎟
⎠
+ dx
⎤
⎥
⎥⎦
−1
+ ex
2 3 4 5
= f c cc
2 3 4 5
1+
gx + hx + ix + jx + kx
+
A
− 24.477
= 1.335
e
f c B = 47 .492 + 206. 85 fc
fx
ε
x =
ε
c
cc
ε
cc
= ε
c0
⎡ ⎛ D t ⎞
⎢1
+ 3.51⎜
⎟
⎢⎣
⎝ 60 ⎠
−α
⎤
⎥
⎥⎦
α = 4
a, b, c, d, e, f, g, h, i, j, k
da analisi di regressione
• Modello di Susantha-Ge-Usami (2001) – modello analitico di genesi teorica (SHS-RHS)
1.46
0.85
4.0
*
1. 03
f
cc
= fc
+ f
f
rp
* c
6.5
0. 12
b 12 ( 1− ν
2
) f
y
f
rp
= − R + fc
R =
≤ 0.85
f
y
t 4π2
Es
ramo crescente
ramo discendente
fcc
x r
σc
=
r
σ
c
= fcc
− Z ( εc
− εcc
)
Z = 23400 R ( f c
f
y
) − 91.26 ≥ 0
r −1+
x
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REGIME TENSIONALE BIASSIALE NEL TUBO
D
REGIME TENSIONALE NEL PIANO
B
y
x
t
LEGAME COSTITUTIVO
σ
t
tensioni
circonferenziali
nell’acciaio
σ θx
pressioni di
confinamento
σ θx
f lx
valor medio
CRITERIO DI VON MISES
σ v
2 2 2
σ v
− σθσ
v
+ σθ
= f y
f yt
σ θ σ θ
f yc
compression
f yt
f yc
tension
ε
RISULTATI SPERIMENTALI
(Elremaily & Azizinamini, 2002)
σ θ
= 0.1 f
y
f
f
yt
yc
= 1.05 f
y
= 0.95 f
y
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σ
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2
2
k π Es
⎛ t ⎞
.
= ⎜ ⎟
⎠
FENOMENI DI INSTABILITA’ LOCALE
INSTABILITA’ IN CAMPO PLASTICO DEL PANNELLO DI ACCIAIO
tensione critica elastica tensione critica plastica deformazione critica plastica
cr.
p
cr e
12( 1 - ν
2
cr p cr.
e
2
) B
E 12( 2
12( 1- ν ) B
1- )( B t) 2
sec ν
⎝
σ
2
2
k π Es
⎛ t ⎞
.
= η σ = η ⎜ ⎟
⎠
⎝
ε
= η
1
k π
2
E
s
METODO DELLA AMPIEZZA EFFICACE
area non
reagente
B eff /2
B eff /2
area
efficace
ε
B
eff
2
k π Es
= t η
= f f
12 1- σ
2
( ν )
( σ) = ( ε)
σ
D
ε cr.p
k = 6.97
t
σ
B
B
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LEGAME MOMENTO-CURVATURA
DEFINIZIONE
‣ Discretizzazione della sezione
‣ Assegnazione del legame costitutivo agli elementini
di calcestruzzo (modelli di confinamento)
‣ Assegnazione del legame costitutivo agli elementini
di acciaio (funzione del regime tensionale biassiale)
D
t
‣ Assegnazione dello sforzo assiale prefissato N
B
COSTRUZIONE DELLA CURVA PER PUNTI
‣ Imposizione del valore di calcolo della curvatura χ
M
‣ Individuazione della posizione dell’asse neutro che
soddisfa l’equilibrio alla traslazione per il prefissato
N (gli elementini di acciaio in compressione
partecipano solo se interni alla larghezza efficace)
‣ Calcolo del momento ultimo rispetto al baricentro
geometrico della sezione
χ
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CURVA FORZA-SPOSTAMENTO
discretizzazione dell’asta
incremento di χ 0
imposizione del valore
corrente della curvatura alla
base χ 0
H
N
vn
acquisizione del punto (v n
, H)
della curva
sì
dal legame M-χ
individuazione di M 0
scelta della deformata di
primo tentativo coincidente
con quella convergente per il
precedente valore di χ 0
(al
primo passo deformata nulla)
htot
hi
vi
momento del
primo ordine
momento del
secondo ordine
no
ricalcolo dei momenti con la
nuova deformata
i=i+1
no
convergenza
i=n
sì
calcolo di H da M 0
e v n
:
M 0
= H h tot
+ N v n
M0
dal legame M-χ
individuazione di χ 1
calcolo di v 1
da χ 0
con un
metodo di integrazione
calcolo di M 1
:
M 1
= H (h tot
-h 1
) + N (v n
-v 1
)
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PROGRAMMA DELLE PROVE SPERIMENTALI
‣ Prove di tipo 3-point bending test in regime monotono e ciclico
con sforzo di compressione costante applicato.
‣ Calibrazione e validazione dei
modelli di calcolo
Attrezzature in allestimento
ATTUATORE
BLOCCO
RIGIDO
PROLUNGA
CONTRASTO
CONTRASTO
ATTUATORE
PROVINO
CONTRASTO
num.
SHS – B / t [mm]
CHS - D / t [mm]
prove monotone
8
220 / 5
220 / 8
300 / 5
300 / 8
244.5 / 6
244.5 / 9
329.6 / 6
329.6 / 9
prove cicliche
8
220 / 5
220 / 8
300 / 5
300 / 8
244.5 / 6
244.5 / 9
329.6 / 6
329.6 / 9
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Grazie per l’attenzione!
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