TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
ASPETTI GENERALI
TECNICHE DI IDENTIFICAZIONE DELLE PROPRIETÀ DI DISSIPAZIONE
di strutture con sistemi di protezione innovativi
Metodi nel dominio
del tempo
METODI NEL DOMINIO
DELLE FREQUENZE
Oscillazioni ambientali (es.
vento, traffico)
p
q
k =1
k =1
Forzante imposta (es. vibrodina)
funzioni di risposta in
frequenza (FRF)
y ( n) = ∑ A k y ( n − k ) + u( n) + ∑ C k u( n − k )
OSC. LIBERE
0.7
OSC. FORZATE
ω1
0.6
Modal
Frequency
Damping
Ratios
Amplitude (m/N)
0.4
0.3
0.2
ω2
ω3
14
16
0.1
0
Phase (deg)
2π Δt
Re(ln (λ ))
ξ =−
ln (λ )
Phase angle [°]
f =
ln (λ )
Inertance modulus [cm/KN/s^2]
0.5
100
0
-100
2
4
6
8
10
Frequency (Hz)
Frequency
[Hz]
12
18
SCOPO
Trave
30x50
cm
3
Individuare mediante processo di identificazione
lo smorzamento isteretico strutturale
4
m
3
Pilastri
30x30
cm
Trave
30x50
cm
2
5
m
3
Pilastri
30x30
cm
1
6
5
Incremento di
smorzamento
dovuto a cicli
isteretici
dell’acciaio
FORZANTE
Forzante
1
Factor (N)
0.5
0
-0.5
-1
0
1
2
3
4
5
Time (sec)
6
7
8
9
10
TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
PANORAMICA DI ALCUNI DEI SISTEMI CONSIDERATI
IMPLICATIONS
•
The findings open the grounds for a new conceptual design strategy:
insertion of dampers between frames and lateral-resisting elements
(Trombetti and Silvestri, Journal of Earthquake Engineering, 2004)
Unità di Ricerca: Università di Udine (resp. S. Sorace) - Riunione 29.09.2006
Modelli computazionali
Sistema a cavi smorzanti
e relative installazioni strutturali
Modello analitico vs Modello computazionale
350
350
500
500
100
350
80
300
60
250
2
1
0
50
100
150
200
150
100
Modello SAP2000NL
Modello J2d
50
0
Modello SAP2000NL
Modello J2d
0
400
Spostamento [mm]
350
3
Forza [kN]
4
Piano
350
-50
200
250
300
-100
40
20
0
-20
-40
-60
Modello SAP2000NL
Modello J2d
-80
0
5
10
15
Spostamento [mm]
Taglio [kN]
Edifici
20
25
-100
0
5
10
15
Tempo [s]
20
25
30
HDR – caratterizzazione
Dissipatori in gomma ad alto smorzamento
15
230
210
260
250
20
15
210
25
40
170
15
25
20
12
15
40
Prove sperimentali (Ancona 2004-2005)
Dispositivi TARRC
h = 1cm A = 391x2 = 792cm2
1
strain
0.5
0
0
2
4
6
-0.5
-1
time (s )
8
10
Sistemi ricentranti dissipativi per strutture murarie
Forza Oriz.
Sistema
Dissipativo Ricentrante
Peso
Maschio
Rocking
Forza Oriz.
Maschio
Damper
Elem.
Dissipativo
Forza Orizzontale
Forza Orizzontale
Spostamento
Spostamento
Forza Orizzontale
Spostamento
Ciclo Dissipativo - Ricentrante
Sistemi ricentranti dissipativi per strutture murarie
Tamburo - Chiesa S.Niccolò - Catania
Sistema Dissipativo-Ricentrante DIS-CAM
• Zona 2 - Terreno B
Caratteristiche Modello Sperimentale
sc: 1:6 presso ENEA (Prof. Zincone)
Diametro interno
2540 mm
Diametro esterno
2900 mm
Spessore muratura
180 mm
Numero dei maschi
Larghezza media
maschi
Larghezza media
aperture
Altezza maschi
8
534 mm (22.5°)
534 mm (22.5°)
1080 mm
Altezza Base
360 mm
Altezza testa
480 mm
Peso blocco
130 KN
Intervento in corso d’opera
Controventi ricentranti-dissipativi
Progetto TREMA –
Bagnoli ILVA-IDEM
RELUIS MOCK-UP Dispositivi SMA
50
1 Hz
40
30
20
(kN)
10
0
-10
-20
-30
Dispositivi viscosi (siliconici)
-40
-50
-30
-20
-10
0
(mm)
10
20
30
Unità di Ricerca: Università di Udine (resp. S. Sorace) - Riunione 29.09.2006
Modelli computazionali
Sistema d’isolamento e dissipazione alla base (BISD)
e relative installazioni strutturali
Edifici
Solai isolati in edifici a destinazione museale od espositiva
Oggetto di applicazioni
simulate di altre
tecnologie d’isolamento
TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
MODELLAZIONE ANALITICA E NUMERICA
Unità di Ricerca: Università di Udine (resp. S. Sorace) - Riunione 29.09.2006
Modelli analitici e computazionali
Dispositivi
Modello analitico [Peckan et al. 1995, Sorace e Terenzi 2001a]
Fe (t ) = k 2 ⋅ x(t ) +
(k1 − k 2 ) ⋅ x(t )
5
⎡
k1 x(t ) ⎤
⎢1 +
⎥
F0 ⎥
⎢
⎣
⎦
α
Fd (t ) = c ×v (t ) ×sign( v (t ))
1/5
Modello computazionale [Sorace e Terenzi 2001b]
c, α
Struttura
k∞
δ1
k∞
δ1
δ (cedimento)
k1, k2
40
30
Test d185
λ=1
Force [kN]
20
10
0
-10
-20
Experimental
Numerical
-30
-40
-15
-10
-5
0
5
Displacement [mm]
10
15
Unità di Ricerca: Università di Udine (resp. S. Sorace) - Riunione 29.09.2006
Modelli computazionali
Sistema a controventi dissipativi
e relative installazioni strutturali
Modello
particolare A
A
Impalcato
bullonatura 8.8 φ20
ancoranti mod. HILTI HSA-M16X120
sezione trave di contrasto
HE 140B
piastra di supporto/allestimento
bullonatura 8.8 φ18
contrasto e supporto
dissipatore
pattini guida con interposta
striscia di Teflon
dissipatore Jarret
mod. BC1GN
Dissipatore [c, α]
Gap
Hook
bullonatura 8.8 φ20
A
F0
Dissipatore [c, α]
Gap
Hook
piastra sp. 20 mm
Molla [k1, k2, R ]
calastrelli di unione
sezione travi di
controventatura
UPN 180
Edifici
Molla [k1, k2, R ]
Unità di Ricerca: Università di Udine (resp. S. Sorace) - Riunione 29.09.2006
Modelli computazionali
Sistema a cavi smorzanti
e relative installazioni strutturali
Modello analitico vs Modello computazionale
350
350
500
500
100
350
80
300
60
250
2
1
0
50
100
150
200
150
100
Modello SAP2000NL
Modello J2d
50
0
Modello SAP2000NL
Modello J2d
0
400
Spostamento [mm]
350
3
Forza [kN]
4
Piano
350
-50
200
250
300
-100
40
20
0
-20
-40
-60
Modello SAP2000NL
Modello J2d
-80
0
5
10
15
Spostamento [mm]
Taglio [kN]
Edifici
20
25
-100
0
5
10
15
Tempo [s]
20
25
30
HDR – caratterizzazione
80
rate:0.1s
-1
force (kN)
40
Confronto numerico sperimentale
risposta stabile
0
-2
-1
0
1
-40
2
data
model
-80
strain
100
80
60
Confronto numerico sperimentale
risposta transitoria
force(kN)
40
20
0
-2
-1.5
-1
-0.5
-20
0
-40
-60
-80
-100
strain
0.5
1
1.5
2
HDR – Modello costitutivo
• Viscoelastico non lineare degradante
variabili interne:
γvi = deformazioni inelastiche (3)
qj = parametri di danneggiamento (2)
• Risposta totale = risposta limite + risposta transitoria (danno)
τ = τ 0 (γ , γ v1 , γ v 2 ) + τ m (γ , γ v 3 , q e , q v )
τ0 =
f e ( γ ) + E v 1 [γ − γ v 1 ] + E v 2 [γ − γ v 2 ]
τ m = α m (1 − q e ) f e (γ ) + E v 3 (1 − q v ) [γ& − γ v 3 ]
Dall’Asta A. and Ragni L. “Experimental tests and analytical model of high damping rubber dissipating devices
” – Engineering Structures – 28 (13) - 2006
CARICO CRITICO DI ISOLATORI ELASTOMERICI ARMATI
Obiettivo 2: Sviluppo di modelli matematici per simulare il comportamento sperimentale di
isolatori elastomerici armati snelli,
snelli, e di formule per l’instabilità
instabilità da inserire nella normativa
Pcrit (GA, EI)= Pcrit
− GA + (GA) 2 + 4 PE ⋅ GA
2
π
EI
=
dove
=
P
2
E
2
(A.Raithel - G.Serino)
L
Pcrit(GA, EI, EA)= λb =
2λ E
EI ⎞ dove
⎛ EI
+
1 + 1 + 4π ⎜ −
⎟
2
EAL
GAL2 ⎠
⎝
2
Vcrit=
Vcrit =
Gdin ⋅ Ar ⋅ S1 ⋅ bmin
te
(Ordinanza 3274 del 20/03/03
e 3431 del 03/05/05)
dove
λE =
π 2 EI
L
2
(A.D.Lanzo)
Gdin: modulo di taglio dinamico
Ar: area ridotta efficace
S1: fattore di forma primario
bmin: diametro
te: spessore totale degli strati dell’
dell’elastomero
TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
PROCEDURE PROGETTUALI
CRITERI DI PROGETTO SEMPLIFICATI
DI EDIFICI CON CONTROVENTI DISSIPATIVI
CAMPO DI INDAGINE
„ Strutture intelaiate in c.a. e in acciaio
„ Controventi metallici con dissipatori isteretici e viscoelastici
PROBLEMATICHE
„ Progettazione ex-novo
„ Adeguamento antisismico
OBIETTIVI
„ Messa a punto di procedure progettuali semplificate
„ Modellazione e codice di calcolo per l’analisi dinamica in campo non lineare
„ Validazione delle procedure progettuali attraverso indagini numeriche
PROGETTO DEI DISPOSITIVI VISCOSI
Obiettivo 1: Sviluppo di metodologie di progetto di dissipatori a comportamento viscoso e
viscovisco-elastico per edifici e ponti,
ponti, con sviluppo di procedure di prova ed indicazioni normative
In funzione della rigidezza relativa controvento-telaio a ciascun piano, è possibile
individuare un range di valori ottimali da assegnare al parametro di progetto (coefficiente
di smorzamento) dei dispositivi viscosi.
10
2
ν=5
ν = 0.001
|ζf,max|
ν = 1.5
ν = 0.05
7.5
Cd
ν=1
ν = 0.1
5
ν = 0.2
1
ν = 0.5
2.5
Cd
p2
p1
νopt = 0.2887
Fd
0
x
0
0.5
β
1
1.5
Riferimenti:
Riferimenti: G. Serino & M. Spizzuoco.
Spizzuoco. About the design of passive and semisemi-active MR dampers for seismic protection
of buildings.
buildings. 12th ECEE. Elsevier,
Elsevier, Oxford, UK, 2002.
STEP 2:
Identification of the “equivalent” non-linear damping coefficients
In order to identify the characteristics of the non-linear damper system which is
“equivalent” (in terms of providing same actions under same inputs) to the linear
one, we propose to identify a reference point P in the force-velocity diagram.
The reference point P:
•
is a design point through which the non-linear constitutive law must pass
•
should be chosen carefully so that the linear and the non-linear constitutive
laws are “close” to each other within the “working” range of velocities.
“Working” range of velocities meaning the velocities developed between the two
ends of the dampers under the design earthquake inputs.
reference point P:
vP ≅ 0.8 ⋅ vmax, α =1
α = 0.3
FP ≅ 0.8 ⋅ Fmax, α =1
lead to conservative results
Procedura di progetto
Input
Obiettivo
Td, γd
M, HDR
caratterizzazione lineare
G1,ξ1 (γd,Td)
G2,ξ2 (γd,0.8Td)
Risultati
Spettro spostamenti lineare (ξm,Td)
umax
Valutazione affidabilità del metodo
(γmax= γd)
Valutazione affidabilità verifica semplificata
Gm,ξm
h =
u max
γd
Kh
T 02 h
A=
=
Gm
GmM
γd∈(γmax1,γmax2)
Progettazione controventi edifici
DISPOSITIVI A DISSIPAZIONE “DIPENDENTE DALLO SPOSTAMENTO”
Incognite progettazione: caratteristiche meccaniche controventi
Rigidezza (KC)
Resistenza Fc
Sistema bi-lineare
pushover iniziale
Taglio alla base
1. Definizione caratteristiche struttura in c.a.
•
•
Fy
Analisi statica non-lineare (Pushover)
Riduzione a Sistema bi–lineare equiv.
pushover ridotta
k
par. 4.5.4 e 4.5.4.2,3,4 O.P.C.M. n. 3274/03, all. 2
d0
Spostamento Copertura
2. Determinazione Caratteristiche del controvento equivalente
Criterio uguale energia dell’oscillatore
elastico ed elastoplastico
Progetto dei Controventi : Trilineare
A
Fe
oscill.
oscill. elastico
Taglio alla base
Procedura iterativa: si fissano:
• duttilità μC (val. ottimali 8-14)
• forza sismica Fe Fe = MTOT · Se(To)
Nella prima iterazione To (strutt. non
controventata)
oscill.
oscill. elasto–
elasto–plastico
D
C
struttura
controvento
Fs
B
Fc
0
δ y,c
δ y,s
δ TOT
Spostamento
δ0
Progettazione controventi edifici
2. Determinazione Caratteristiche del controvento equivalente
• Impostata la duttilità del controvento e definito lo spostamento max. della struttura
l’unica incognita resta la forza di scorrimento del controvento equivalente Fc
• Si ricava il nuovo periodo della struttura controventata e quindi Fei = MTOT · Se(Ti)
• Procedura converge quando Fe i/Fei-1 < ε
3. Ripartizione ai piani delle caratteristiche del controvento equivalente
• Rapporto costante tra rigidezza controvento e rigidezza struttura ai piani
KC
RK =
= cost
KS
1
K s ,i =
Δsi
Np
∑F
j =i
j
Le rigidezze di piano si
determinano a partire
dall’analisi statica lineare
K c ,i = RK ⋅ K s ,i
K controv =
K c ,i
⋅
1
ncontrov cos 2 (α )
1
1
1
=
+
K c K asta K dissip
• Conservazione del rapporto di resistenza del piano iesimo rispetto al primo piano
della struttura non rinforzata
⎞
FyS,i K S,i ⋅ δ yS,i
δ
1 ⎛ Δs
FC ,i = RF ,i ⋅ FC ,eq
δ y ,Si = u ,i = ⋅ ⎜⎜ i ⋅ δ u ,oscillatore ⎟⎟
RF =
=
= cos t .
μ S μ S ⎝ sTOT
FyS,1 K S,1 ⋅ δ yS,1
⎠
Progettazione controventi edifici
4. Verifica con metodo N2 e Valutazione fattore di struttura q
1. Curva pushover struttura
rafforzata con controventi
3. Costruzione degli spettri
anelastici a partire da quelli
elastici funzione della sismicità
e tipo di terreno
Fattore di
riduzione
R μ = (μ − 1)
T
+1
Tc
Rμ = μ
ADRS anelastico
Bilineare ADRS
1.2
Punto prestazione
1.0
Elastica
Verticale Bilin
0.8
Sa(g)
2. Riduzione a Sistema bilineare equivalente (1-g.d.l.)
ADRS elastico
Spettri ADRS (N2)
0.6
0.4
0.2
0.0
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
SD (m)
T < Tc
T > Tc
αu
q0 = Rμ ⋅
α1
Sovra
resistenza
Valutazione fattore di struttura q
54 strutture analizzate (Scuole provincia Potenza), realizzate negli anni ‘70-’80
Variabili:
Parametri: - duttilità controventi (8, 10, 12, 14)
- n. piani (da 3 a 5)
- zona sismica 1 e 2
- Strutture regolari e non
per un tot. di 432 analisi in
- Geometria in pianta
corso di esecuzione
Progettazione controventi edifici
DISPOSITIVI A DISSIPAZIONE “DIPENDENTE DALLA VELOCITA’”:
DISPOSITIVI VISCO-ELASTICI (VED)
Incognite progettazione:
Caratteristiche controventi
Loss factor
ηd
Smorzamento
ζd
Ampiezza deformazione
γ
1. Analisi della struttura da progettare/adeguare
1) Periodo fondamentale; 2) Rigidezza elastica di piano; 3) Curva di capacità: Pushover
2. Calcolo rigidezza controventi
- Stabilire numero e posizione dei dissipatori
- Si utilizza il criterio della rigidezza proporzionale:
Kcontrov. = α Kpiano strutt
3. Caratterizzazione del dispositivo dissipativo
Si fissano:
(A)
- Temperatura ambiente (T),
- Ampiezza di deformazione (γ)
- Frequenza (f) del 1°modo strutt.
Si ricavano i parametri :
- G’ (modulo di carico);
- G” (modulo di perdita).
ηd =
G"
G'
Progettazione controventi edifici
4. Caratterizzazione del controvento dissipativo
DISPOSITIVO DISSIPATIVO (c; K’d)
+
CONTROVENTO (Kb)
Si valuta:
- Rigidezza Equivalente
- Smorzamento Equivalente
Controllo frequenza
struttura controventata (f*)
se
f* ≠ f
f* = f
P.3A
P. 5
5. Calcolo della curva di pushover della struttura controventata
- Conversione curva di pushover in formato ADRS
Spettro di Capacità
- Riduzione della struttura controventata a sistema bi-lineare equivalente (1 g.d.l.)
Progettazione controventi edifici
Calcolo dello smorzamento
ξvisc = 5%
(smorz. viscoso proprio struttura)
ξister = (1 / 4π) • (ED / ES0) (smorz. isteretico struttura)
ξdisp = (C • Tel) / (4π • m)
(contributo smorz. dispositivi VED)
I iterazione : formato ADRS
0,9
ay
Eso
dy
dpi
Spostamento Spettrale
Ciclo dissipativo
controventi Kc (P.2)
Domanda
0,8
0,7
Capacità
VERIFICA
0,6
0,5
0,4
0,3
Kiniz.
NO Æ modifica rigidezza
ζ = 5%
1
SI Æ (P.7)
ζ = 22%
Prestazione
0,2
dplast.
0,1
Sd (m)
0
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
0,11
0,12
7. Verifica ampiezza di deformazione
Modifica caratteristiche
dispositivo Æ (P.3A)
Keffettivo
ATC40
1,1
delast.
Spettro di capacità
api
ED
ξequ. = ξdisp + ξvisc + ξister
Sa (g)
Accelerazione Spettrale
6. Valutazione smorzamento struttura controventata (Spettri di Capacità) e
Verifica (ricerca performance point)
γ* ≠ γ
γ* = γ
FINE
TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
ATTIVITA’ SPERIMENTALI (dispositivi)
Isolatori gomma-piombo
Legame Forza -spost. trasversale (f = 0,1 Hz)
300000
100000
2000 KN (23MPa)
0
-100
-50
-100000
0
50
100
4000 KN (45MPa)
525 KN (6MPa)
-200000
-300000
spostamento trasversale (mm)
Legame forza Spost. trasv. (N 4000 KN)
Forza di Taglio (N)
Forza (N)
200000
-80
-60
-40
250000
200000
150000
100000
50000
0
-50000
-20
0
-100000
-150000
-200000
-250000
-300000
20
spostamento trasversale (mm)
40
60
80
Isolatori Slitte Acciaio-PTFE
ISOLATORI ACCIAIO-PTFE: DIAMETRO 600mm
Pressione
di Contatto
Ampiezza
Spostamento
Tipo di
Onda
26.4 MPa
TRIANGOLARE
19.8 MPa
100. mm
13.2 MPa
250. mm
SINUSOIDALE
6.6 MPa
Frequenza
di Carico
Velocità
di Prova
0.00025 Hz
0.00125 Hz
0.00625 Hz
0.0125 Hz
0.05 Hz
0.125 Hz
0.25 Hz
0.5 Hz
1. Hz
0.1 mm/s
0.5 mm/s
2.5 mm/s
5. mm/s
20. mm/s
50. mm/s
100. mm/s
200. mm/s
400. mm/s
Isolatori Slitte Acciaio-PTFE
COEFFICIENTE D'ATTRITO DINAMICO - TEST TRIANGOLARE
1.4%
1.2%
1.0%
Pc 6.6 MPa
Pc 13.2 MPa
Pc 19.8 MPa
Pc 26.4 MPa
m
0.8%
0.6%
0.4%
0.2%
0.0%
0.mm/s
50.mm/s
100.mm/s
150.mm/s
200.mm/s
Velocità di prova
250.mm/s
300.mm/s
350.mm/s
400.mm/s
MACCHINA DI PROVA PER I DISPOSITIVI WIRE-ROPE
Obiettivo 3: Sviluppo di modelli matematici per simulare il comportamento nonnon-lineare di
isolatori di tipo wirewire-rope,
rope, e di una loro metodologia di progetto per strutture leggere
RPMTM: Resilient Pad and Mat Testing Machine
¾ Telaio di carico in composto saldato,
dimensionato per un carico massimo al
centro di 100 kN in condizioni dinamiche
¾ Attuatore idraulico a doppio effetto da 15
kN, corsa ± 70 mm e servovalvole Moog
¾ Centralina oleodinamica da 50 lt/min,
pressione di lavoro 210 bar e capacità
serbatoio 250 lt
MACCHINA DI PROVA PER I DISPOSITIVI WIRE-ROPE
Obiettivo 3: Sviluppo di modelli matematici per simulare il comportamento nonnon-lineare di
isolatori di tipo wirewire-rope,
rope, e di una loro metodologia di progetto per strutture leggere
TAGLIO 1
TAGLIO 2
TRAZIONECOMPRESSIONE
20.0
85.0
85.0
piastra di fissaggio interno
fissaggio interno
piastra di fissaggio esterno
fissaggio esterno
1) consentire la traslazione
orizzontale della piastra di
fissaggio
esterno
per
la
variazione di spessore degli
isolatori
2) bloccaggio dell'isolatore alla piastra
di fissaggio interno e di fissaggio
esterno, prevedendo più fori per le
varie misure degli isolatori (o un
sistema di fissaggio che consenta la
traslazione di detti fori)
3) inserimento di due piastre (superiore ed
inferiore)
-attacco della piastra alla macchina
-attacco dell'isolatore alla piastra prevedendo
fori della stessa tipologia della nota 2
TASK 2
Controllo passivo mediante Dissipazione di energia
ATTIVITA’ SPERIMENTALI COMUNI
DESCRIZIONE DEL TELAIO “NUDO"
Obiettivo 1: Sviluppo di metodologie di progetto di dissipatori a comportamento viscoso e
viscovisco-elastico per edifici e ponti,
ponti, con sviluppo di procedure di prova ed indicazioni normative
• acciaio del tipo Fe430
• travi orizzontali di profilo IPE180
• colonne verticali di profilo HE140B
• impalcato (lamiera grecata tipo A55/P600
+ soletta di calcestruzzo) di massa totale
Mt,imp = 2182,53 kg
• masse
aggiuntive di
calcestruzzo
corrispondenti a 250 kg/m2, sino ad un
max di 3000 kg per impalcato
La massa totale della struttura (travi,
colonne e impalcati) senza le masse
aggiuntive è Mt = 5430,44 kg.
MODELLAZIONE MATEMATICA DEL TELAIO “NUDO"
Le frequenze modali dovranno essere paragonate a quelle sperimentali misurate durante
le prove di caratterizzazione dinamica della struttura, al fine di verificare il modello SAP.
Modo
Frequenza
Periodo
No.
1
2
3
4
5
6
Num. SAP2000 [Hz]
3,83
4,70
6,31
11,56
16,67
20,13
Num. SAP2000 [s]
0,2609
0,2127
0,1584
0,0865
0,0600
0,0497
1° Modo
2° Modo
Coeff. di partecipazione di massa (%)
Longitudinale X
Trasversale Y
91
87
9
13
3° Modo
SISTEMI DI ATTACCO
Al fine di ottimizzare la realizzazione delle prove, è opportuno uniformare, per i tre tipi di
dispositivo considerati, i sistemi di attacco del dispositivo al controvento e alla struttura,
e definire il sistema di attacco del controvento alla struttura.
Controvento a forma di K
Controvento a semplice colonna
SISTEMI DI ATTACCO
Tipologia di attacco proposta da UNIUD per controventi a forma di K
1 7 2
8 3 4
5
6
1. piastre di collegamento della cella di carico alla trave di piano, 2. collegamento
cilindrico tra la cella di carico e il dissipatore, 3. cerniera sferica, 4. piastra controventonodo, 5. strato di Teflon, 6. campione di misura, 7. cella di carico, 8. dispositivo Jarret
STRUMENTAZIONE PER LA STRUTTURA CON CONTROVENTI PASSIVI
Obiettivo 1: Sviluppo di metodologie di progetto di dissipatori a comportamento viscoso e
viscovisco-elastico per edifici e ponti,
ponti, con sviluppo di procedure di prova ed indicazioni normative
N.
Canale
Transduttore
Grandezza fisica acquisita
1
Abl
Accelerometro
Accelerazione del sistema di applicazione del moto alla base
6
A1÷A6
Accelerometro
Accelerazione del piano (2 in direzione X e 1 in direzione Y)
1
Dbl
LVDT
Spostamento della base della struttura
4
D1l÷D4l
LVDT
Spostamento del piano (2 per piano)
4
D1÷D4
LVDT
4
F1÷F4
Cella di carico
Spostamento relativo nel dispositivo
Forza assiale sul pistone del dispositivo
La Tabella sopra rappresenta una configurazione di
sensori ottimale.
Nel caso di controventi dissipativi istallati solo al I
piano, il numero di trasduttori di spostamento relativo
nel dispositivo e forza assiale sul pistone si riduce da
4 a 2.
STRUMENTAZIONE PER LA STRUTTURA CON CONTROVENTI SEMI-ATTIVI
Obiettivo 1: Sviluppo di metodologie di progetto di dissipatori a comportamento viscoso e
viscovisco-elastico per edifici e ponti,
ponti, con sviluppo di procedure di prova ed indicazioni normative
Oltre la sensoristica, è necessaria
un’elettronica dedicata per il
funzionamento
semi-attivo
in
tempo reale del dispositivo:
• 1 CPU real
Instruments
• 2
schede
di
digitale (DAQ)
time
National
acquisizione
• il software Labview Real-Time
• 4 grossi alimentatori per
dispositivi magnetoreologici
i
U. O. di Bologna
STRUTTURE PREFABBRICATE con sistemi dissipativi di
protezione sismica:
SPERIMENTAZIONE SU UN PROTOTIPO AL VERO
PROGETTO e REALIZZAZIONE
DI UNA STRUTTURA
PREFABBRICATA PROTOTIPO A
DUE PIANI PER
L’INSTALLAZIONE E PROVA DI
SISTEMI DI SMORZAMENTO
OBIETTIVO:
Struttura a disposizione del progetto per
verificare differenti tipologie di sistemi di
smorzamento, anche in presenza di difetti
di funzionamento
STRUTTURE PREFABBRICATE con sistemi dissipativi di protezione sismica:
SPERIMENTAZIONE SU UN PROTOTIPO AL VERO
U. O. di Bologna
z
z
35
35
350
40
350
50
35
35
40
350
350
600
50
y
x
500
40
sezione Pilastro
40
50
50
y
x
y
500
sezione Trave
50
50
50
35
x
600
Frequenze naturali:
1) 3,48 Hz
2) 4,07 Hz
3) 5,70 Hz
y
x
SISTEMA DI ECCITAZIONE:
1) Vibrodina
2)
Prove di rilascio
Possibilità di equipaggiare il prototipo anche
con altri tipi di sistemi attivi di protezione
Prove sperimentali
Telaio in c.a.
M = 16t
K = 4.2 kN/cm
HDRD
BULLONE M16
PERNO Ø30
Dissipatori HDR
A= 391cm2
h = 1 cm
Mescola media
PERNO Ø30
Prove sperimentali
Dissipatori BRAD
L = 870 cm
K = 18 kN/mm (14.5 kN/mm)
Fy = 30 kN
dy = 2 mm
du = 20 mm
dissipatore BRAD 3/40
TASK 3
Controllo mediante Masse accordate (passivo/semi-attivo)
The benchmark structure
“Smart Base Isolated Benchmark Building Part I:
Problem Definition” (Narasimhan et al. 2002)
The benchmark structure is a base-isolated eight-storey, steelbraced frame building, 82.4 meters long and 54.3 meters wide,
similar to existing buildings in Los Angeles, California
TMD system design
,
Configuration A
x1A = 28.83m x 2A = 13.25m
Configuration B
y1B = 26.69 m y 2B = 43.49 m
Time-history seismic analysis
(Far-fault seismic inputs)
Time-history seismic analysis
(TOP acceleration)
Time-history seismic analysis
(Near-fault seismic inputs)
Ongoing research issues
BI&TMD control system experimental tests on scaled model
SEISMIC ISOLATION SYSTEM
Ongoing research issues
BI&TMD control system experimental tests on scaled model
SEISMIC ISOLATION SYSTEM
Vento
Tipologie di TMD
Molla/smorzatore
Barra rigida
Appoggi in gomma
Pendolo semplice
Pendolo composto
A doppia massa
Pendolo “rocker”
Pendolo “roller”
Sisma
TMD Traslazionale (TTMD)
TMD a pendolo (PTMD)
Proposta: TMD a massa incerta
Perché non convertire in TMD masse già disponibili in edifici esistenti (serbatoi,
impianti, giardini pensili)?
Esempio: giardino pensile oscillante (ovvero: protezione strutturale + protezione
ambientale)
Criticità: massa incerta e variabile
Rischio di off-tuning
(problema di robustezza)
Verso il RPTMD
Analisi e sintesi robuste dimostrano che un MUTMD è efficace in situazioni di
interesse pratico e in particolare che un MUTMD a pendolo (PTMD) è preferibile
Tuttavia, il PTMD del tipo “appeso” presenta svantaggi rispetto al TTMD ai fini
dell’uso di masse incerte in copertura, quali:
1.
necessità di un telaio di sospensione
2.
impossibilità di doppio tuning
3.
vincolo di traiettoria circolare
ma soprattutto l’incompatibilità con strutture troppo rigide (L e Δx)
Rolling Pendulum TMD
(RPTMD)
Verso il RPTMD
RPTMD esistenti:
superfici di rotolamento cilindriche a sezione
circolare accoppiate su due livelli ortogonali
smorzatori oleodinamici
complessità realizzativa
comportamento lineare per piccole oscillazioni
Isolatori antisismici per installazioni sensibili:
superfici di rotolamento coniche con sfere
dissipazione per attrito su fogli in gomma
semplicità realizzativa
comportamento non lineare
Proposta di RPTMD innovativo:
superfici di rotolamento ellissoidiche con sfere
dissipazione alternativamente con smorzatori oleodinamici o fogli in gomma
semplicità realizzativa
tuning in frequenza anche per grandi oscillazioni
TASK 4
Controllo semi-attivo
ALGORITMI DI CONTROLLO PER DISPOSITIVI MR: Occhiuzzi et al. (2003)
x (t)
Cd
(Fdy ,max − Fdy ,min ) i ⎤ sgn(U )
⎡
Fd = C U sgn (U ) + ⎢ Fdy ,min +
⎥
imax
⎣
⎦
3 parametri:
α
Fd (t)
Fdy
C(i), α(i), Fdy(i)
7 parametri se si include la
dipendenza dalla corrente
Confronto cicli F(x) sperimentali / numerici (n. 4 prove: 1-2.4Hz, 0-2.5A)
4
2
2.4 Hz
0A
0
-2
-4
force [kN]
1 Hz
0A
force [kN]
4
2
0
-2
-4
-6
-6
-8
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
displacement [mm]
15
20
-8
25
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
25
5
10
15
20
25
displacement [mm]
27
27
18
18
9
2.4 Hz
2.5 A
0
-9
-18
force [kN]
1 Hz
2.5 A
force [kN]
36
9
0
-9
-18
-27
-27
-36
-36
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
displacement [mm]
15
20
25
-25
-20
-15
-10
-5
0
displacement [mm]
ALGORITMI DI CONTROLLO PER DISPOSITIVI MR: Spencer et al. (1997)
10 parametri:
α(i), c0(i), c1(i), k0, k1, γ, β, n, A, x0
14 parametri se si include la
dipendenza dalla corrente
Confronto cicli F(x) sperimentali / numerici (n. 4 prove: 1-2.4Hz, 0-2.5A)
4
2
2.4 Hz
0A
0
-2
force [kN]
1 Hz
0A
force [kN]
4
2
0
-2
-4
-4
-6
-6
-8
-8
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
25
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
20
25
displacement [mm]
36
36
27
27
18
18
9
2.4 Hz
2.5 A
0
-9
-18
force [kN]
1 Hz
2.5 A
force [kN]
displacement [mm]
9
0
-9
-18
-27
-27
-36
-36
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
displacement [mm]
20
25
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
10
15
displacement [mm]
20
25
• Acquisizione dei dispositivi magnetoreologici semi-attivi
• Progettazione e acquisizione dell’elettronica
Operating signal
Measured output
Control Signal
Control system
accelerometers
Power supply
I/O system
Processing unit
(current drivers)
Dispositivi
Accordo raggiunto con il
produttore.
Consegna di due dispositivi
prevista per novembre 2006.
Possibile fornitura di altri 2.
Elettronica di
controllo
Completamente definita e
acquisita, per un impegno
globale pari a € 20.000.
(Linee 7 e 9).
• Definizione della configurazione di prova:
• numero di dispositivi da installare
• tipologia dei controventi
c2,k2
IPE 240
m1
x1
c1,k1
IPE 180
x2
c2,k2
c1,k1
m2
x2
m1 x1
IPE 240
m2
In ogni caso, presenza di tutte le masse aggiuntive possibili
(eventualmente anche disposte eccentricamente)
Grazie per l’attenzione !