sistem integrat de protecŢie a clĂdirilor la solicitĂri … · 2016-10-28 · trebuie mentionat...
Post on 28-Jan-2020
4 Views
Preview:
TRANSCRIPT
UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE UNIVERSITATEA POLITEHNICA
CONSTRUCŢII BUCUREŞTI BUCUREŞTI
SISTEM INTEGRAT
DE PROTECŢIE A CLĂDIRILOR LA SOLICITĂRI SEISMICE
COLECTIV DE ELABORARE
UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII
BUCUREŞTI
UNIVERSITATEA POLITEHNICA
BUCUREŞTI
FACULTATEA DE CONSTRUCŢII CIVILE
INDUSTRIALE ŞI AGRICOLE
FACULTATEA DE UTILAJ TEHNOLOGIC
FACULTATEA DE AUTOMATICĂ ŞI CALCULATOARE
1. Prof.univ.dr.ing. Petre Pătruţ
- coordonator lucrare -
2. Prof. univ. dr. ing. Constantin Pavel 1. Prof.univ.dr.ing. Ion Dumitrache
3. Prof.univ.dr.ing. Liviu Crainic 2. Prof.univ.dr.ing. Ilie Catană
4. Conf.univ.dr.ing. Ştefan Beţea 3. Prof.univ.dr.ing. Silviu Dumitriu
5. Prof.univ.dr.ing. Constantin Tonciu 4. Prof.univ.dr.ing. Nitu Costică
6. Prof.univ.dr.ing. Ion David 5. Dr. ing. Valentin Panduru
7. Prof.univ.dr.ing. Tudor Zlăteanu
8. Prof.univ.dr.ing. Florin Petrescu
9. Prof.univ.dr.ing. Laurenţiu Rece
Bucureşti Decembrie 2005
2
REZUMAT
Lucrarea prezentată este integrată unui program amplu de cercetare,
proiectare şi experimentare pe model 1:1, a unor sisteme de control structural prin
disiparea energiei seismice cu disipatori fluidici semiactivi.
Au fost efectuate în acest context, analize / simulări structurale pentru o
structură din beton armat P+8, subdimensionată, elaborată în Catedra de Beton
Armat – UTCB.
Simulările au condus la optimizarea valorilor coeficienţilor de amortizare
şi implicit a forţelor reactiv – disipative. Simulări identice au fost efectuate pe o
structură metalică P+25.
Au fost elaboraţi algoritmii de reglaj automat a disipatorului semiactiv şi
s-au efectuat simulări ale sistemului automat (Facultatea de Utilaj Tehnologic –
UTCB şi Facultatea de Automatică şi Calculatoare – UPB).
Rezultatele obţinute stau la baza experimentărilor fizice 1:1 efectuate la
stand.
3
1. Stadiul actual de dezvoltare a sistemelor de protectie a
cladirilor la solicitări seismice.
Protecţia construcţiilor împotriva oscilatiilor introduse de seism prin
folosirea unor dispozitive atasate structurii este acceptata în prezent ca o tehnica
foarte eficace, atât pentru constructiile noi, cât si pentru consolidarea celor
existente.
Cerinţe de performanta din ce în ce mai ridicate, conduc la dezvoltatea de
noi dispozitive care sa exploateze caracteristici aparte ale materialelor noi,
avansate. Un loc aparte în formularea unor astfel de cerinte este rezervat în
prezent cladirilor cu destinatie speciala sau strategica, bancilor, spitalelor, unor
edificii de interes guvernamental, podurilor strategice, etc.
Trebuie mentionat de la început ca sisteme de absorbtie a energiei si
implicit de amortizare a oscilatiilor, au aparut si s-au dezvoltat în constructia de
masini, tehnica militară si în aplicatii aero-spatiale, cum se va arata în continuare.
În domeniul protectiei seismice a cladirilor, au fost dezvoltate pâna în
prezent doua grupe principale de sisteme:
a) sisteme pentru controlul pasiv al vibratiilor structurale ale
cladirilor;
b) sisteme pentru controlul activ al vibratiilor structurale ale
cladirilor
(experimental);
Sisteme semiactive de protecţie (aplicate în prezent în tehnologia militara
avansată), încep a fi analizate teoretic pentru a fi aplicate şi în domeniul
clădirilor.
În cadrul lucrării sunt trecute în revistă principalele concepte şi realizări aplicate
în domeniul controlului structural al construcţiilor supuse acţiunilor seismice şi al
celor datorate vântului.
Sunt analizate comparativ diferitele procedee de control structural şi
evidenţiate avantajul sistemelor semiactive, precum şi tipurile de structuri la care
acestea au eficienţă maximă.
1.1. Sisteme pentru controlul pasiv al vibraţiei structurale
seismice
Este unanim acceptat în prezent, ca pe durata de viata a unei structuri
amplasata în zone geografice cu potential seismic, pot fi atinse în timpul
cutremurului nivele ridicate ale acceleratiei terenului. S-a considerat pâna nu de
mult ca este imposibil a proiecta si construi cladiri, cel putin din punct de vedere
economic, capabile sa ramâna în domeniul elastic sub actiunea unor astfel de
cutremure.
Consecinta logica a condus la filozofia curenta de proiectare la cutremure
puternice, care accepta deformatii structurale plastice în vederea absorbirii unei
parti din energia seismului (disiparea histeretica). Nivelul accepat al acestor
deformatii plastice este determinat de destinatia cladirii, natura si amploarea
actiunilor de repunere în functiune a acesteia, considerente economice si altele.
4
Strategiile alternative de proiectare si de tehnici constructive care au drept
scop reducerea sau chiar eliminarea deformatiilor plastice sub actiunea
cutremurelor puternice, sunt cunoscute în prezent sub denumirea de tehnici de
„protectie pasiva”.
Sistemele de protectie pasiva curente, se bazeaza pe urmatoarele doua
tehnici:
a) tehnica izolarii structurale;
b) tehnici de disipare de energie.
1.1.1. Izolarea structurala si disiparea energiei seismului.
Aceste tehnici introduc una sau mai multe discontinuitati pe înaltimea
structurii care trebuie izolata, aceasta fiind „decuplata” în una sau mai multe
parti.
Daca prima decuplare este situata la baza structurii, tehnica folosita poarta
numele de „izolarea bazei”.
Sistemul de izolare seismica contine „ izolatori” care pot fi instalati atât la
baza structurii, cât si între doua suprastructuri decuplate.
Clasificarea dispozitivelor izolatoare, se face în functie de modalitatile
folosite pentru atingerea proprietatilor de decuplare si de mecanismul de disipare
a energiei, si anume:
- izolatori stratificati din straturi de elastomeri si lamele de otel;
- izolatori glisanti;
- izolatori cu rostogolire;
- izolatori cu disipare adaugata.
Întrucât primele trei categorii de izolatori nu se încadreaza în obiectivele
generale ale lucrarii, vor fi analizate în continuare tipurile principale de izolatori
cu disipare adaugata, si în acest cadru, cei cu disipare fluidica, vâscoasa.
Dintre dispozitivele disipatoare de energie, cele mai folosite sunt:
- dispozitive vâsco-elastice;
- dispozitive histeretice elasto-plastice;
- dispozitive cu frecare;
- dispozitive fluidice cu frecare vâscoasa.
În fig. 1.1. sunt prezentate caracteristicile disipative ale acestor patru
categorii de disipatori.
Fig. 1.1. Diagrame idealizate forta-deplasare pentru diferite disipatoare de energie.
5
1.2. Sisteme pentru controlul activ al vibratiilor structurale ale
cladirilor.
Controlul pasiv a fost initial favorit datorita simplitatii si sigurantei –
dispozitivele ramânând active în absenta unei surse extreme de energie,
introducând totodata un risc scazut de generare a unor situatii instabile. Totusi,
fara folosirea unor sisteme de control, aceste dispozitive sunt incapabile sa se
ajusteze la o variatie a oricaror parametrii ai sistemului.
Un control mai eficient si mai prompt se poate obtine de la un sistem care
are abilitatea de a raspunde la schimbari, fapt care a condus la aparitia sistemelor
de control activ, capabile sa controleze oscilatiile sistemelor structurale.
În componenta acestor sisteme sunt utilizate elemente de actionare
electrohidraulice, electromecanice, conduse printr-un algoritm de reglare
automata în bucla închisa.
Sistemele active cuprind elemente de actionare a masei active, sisteme cu
rigiditate variabila, sisteme de control cu diagonale active, giro-stabilizatori
activi, suprafete aerodinamice active, sisteme de control a impulsului si altele.
Sistemele de control activ se bazeaza pe premiza ca este posibil a modifica
comportarea dinamica a structurii, prin folosirea unui sistem de control automat,
compus din senzori, controlere si actuatori. Actratoarele impun fortele calculate
sau deplasarile asupra cladirii.
În fig. 1.2. este prezentata schema bloc a unui sistem de control cu
diagonale active, la care actuatorii hidraulici servesc drept diagonale active.
(Reinhorn 1992).
Fig. 1.2. Sistem de control prin diagonale active.
Marimea si directia fortelor aplicate de actuatori sunt determinate de
calculator, care primeste informatii asupra raspunsului structural, de la senzori
amplasati strategic.
Operarea efectiva cu asemenea sisteme este împiedicata de trei deficiente
semnificative:
6
- fortele de control necesare reducerii excitatiilor severe ale
cutremurelor sunt atât de mari, încât necesita surse de energie
externa la fel de mari, care în multe cazuri de cutremur cad;
- complexitate constructiva deosebita si fiabilitate /
disponibilitate în timp reduse;
- costuri de instalare foarte mari.
Toate aceste neajunsuri ale sistemelor active, precum si limitarile
disipatorilor pasivi, conduc la conceperea unor noi sisteme de disipare,
semiactive, care sa integreze în mare masura avantajele celor doua, directie care
se prefigureaza în prezent pe plan mondial si care face obiectul prezentei lucrari.
1.3. Sisteme pentru controlul semi-activ al vibratiilor structurale
ale cladirilor
Depasirea limitelor pe care le au disipatorii pasivi – legate în principal de
imposibilitatea adaptării capacitatilor lor disipative la caracteristicile seismului si
la valorile de etaj induse de acesta, precum si a limitelor disipatorilor activi –
legate în principal de costurile foarte ridicate, dependenta lor de surse de energie
externa si fiabilitatea limitata, a condus la aparitia unor sisteme disipative
intermediare, care se pot grupa în doua categorii principale.
1.3.1. Disipatori hibrizi
Au fost realizati pentru a depasi neajunsurile sistemelor pasive, spre exemplu
inabilitatea lor de a raspunde brusc la încarcari de tip cutremur sau la fronturi
atmosferice de mare energie. În acest caz cladirea este echipata cu sisteme pasive
de amortizare cu masa adaugata si o mica masa tertiara conectata la masa
secundara fie cu arc si amortizor, fie cu actuator hidraulic.
Sistemul se comporta ca unul cu masa acordata, folosind conceptul de
miscare a masei sustinuta de un mecanism cu aceiasi perioada fundamentala ca si
cladirea, fie ca un sistem de masa activa, functie de conditiile de vânt, de tipul
cladirii si de caracteristicile de vibratie ale disipatorului.
Zona activa a sistemului este folosita numai atunci când exista excitatii
puternice asupra cladirii, în caz contar sistemul se comporta ca unul pasiv.
1.3.2. Disipatori semi-activi
Studii preliminare desfasurate pâna în prezent arata ca se poate construi o
noua clasa de sisteme de protectie antiseismica sau la excitatiile vântului, care sa
depaseasca inadaptabilitatea disipatorilor pasivi fluidici la excitatiile externe si sa
7
pastreze în acelasi timp adaptabilitatea controlului activ, fara potential de
instabilitate dinamica. Sistemele semiactive pot raspunde rapid unui front
atmosferic de tip rafala, sau unui cutremur, oferind în acelasi timp nivele de
performanta compatibile cu cele ale sistemelor active, fara cerinte de energie
externa ridicata. Deoarece sistemul nu introduce energie mecanica în structura,
cerintele energetice sunt minime, permitând acestuia sa ramâna operational,
functionând pe baterii, chiar în timpul unor evenimente extreme.
Dispozitivele semiactive, pot cuprinde configuratii divese, de la cele cu
impact, pîna la cele fluidice cu orificii variabile. Se constanta o deplasare
importanta a studiilor care se efectueaza în prezent, catre disipatoare cu fluide
hidraulice controlabile, tendinta majora în care se încadreaza si prezenta lucrare.
Pretul de instalare, mult redus fata de cel al sistemelor active, fiabilitatea
superioara, adaptabilitatea la excitatiile externe si la valorile particulare de etaj,
fac din sistemele fluidice semiactive, o zona de mare interes pentru aplicatii la
cladiri civile noi sau reabilitate, poduri, constructii strategice , etc.
Mai mult, deoarece fortele de control într-un sistem semiactiv se opun
întotdeauna miscarii cladirii, sistemul este în mod inerent mai stabil dinamic
decât unul de control activ.
Avantajele deosebite ale disipatorilor semiactivi a facut ca acestia sa se
dezvolte în tehnici militare de vârf, asa dupa cum se va arata în continuare, fapt
care a determinat abordarea lor deocamdata la nivel de studiu în controlul
structural al cladirilor.
Lucrarea de fata îsi propune, studierea aprofundata a proprietatilor
disipatorilor fluidici semiactivi, a sistemelor electronice de reglare automata a
acestora, elaborarea modelelor matematice si a algorimilor / arhitecturilor de
comanda si reglare, realizarea fizica si experimentarea pe model 1: 1 a acestuia.
1.4. Sisteme cu disipatori fluidici realizate pe plan mondial
1.4.1. Sisteme utilizate în domeniile tehnicilor militare de vârf si
aero – spatiale
Sistemele de disipare fluidica a energiei de vibrare sau a solicitarilor prin
soc au aparut, dupa generalizarea lor în constructia de automobile, în tehnica
militara si aerospatiala.
Astfel în fig. 1.3 se prezinta utilizarea „captorilor de energie” la rampa de
lansare a navetelor spatiale.
8
Fig. 1.3. Sisteme de „captori de energie” utilizati la rampele de lansare a navetelor spatiale
În fig. 1.4, se prezinta un amortizor fluidic pentru rampele de lansare
îmbarcate, iar în fig. 1.5 un amortizor pentru desfasurarea captorilor solari la
satelitii de comunicatii.
�
Fig. 1.4 Amortizor pentru izolarea pe verticala
a rampelor de rachete îmbarcate
Fig. 1.5 Amortizor pentru desfasurarea
captorilor solari pentru sateliti de
comunicatie
Necesitatea adaptarii caracteristicilor de raspuns ale disipatorilor fluidici la
excitatii externe variabile a condus, pentru prima data în domeniul tehnicii
militare, la realizarea unor disipatoare ajustabile / semiactive.
Astfel, în figura 1.6 se prezinta un sistem reglabil de izolare a sistemelor de
ghidare a rachetelor, capabil sa modifice „coeficientul arcului”, nivelul de
amortizare si pozitia neutra.
9
Fig. 1.6 Sistem reglabil de izolare pentru sistemele de ghidare a rachetelor
1.4.2 Sisteme de disipatori cu utilizari industriale
Dupa dezvoltarea amortizorilor de energie primita de către puntile
autovehiculelor de la teren, au aparut si alte aplicatii industriale. Sunt destul e
dezvoltate în acest sens aplicatiile pentru macarale si pentru standurile de testare
a vehiculelor la coliziune, fig. 1.7 si 1.8
Fig. 1.7 Amortizor de vibratii pentru
macarale
�
Fig. 1.8 Amortizoare pentru
macarale si pentru teste de coliziune
a autovehiculelor
10
1.4.3. Aplicaii ale disipatorilor fluidici pasivi în controlul
structural al constructiilor
Dezvoltarea aplicarii disipatorilor fluidici în constructia de masini si în
mod deosebit în tehnicile militare si aerospatiale, a determinat în tarile amplasate
în zone geografice cu risc seismic, extinderea acestor experiente în protectia
antiseismica a cladirilor. Pâna în prezent sunt dzvoltate si aplicate numai sisteme
de disipatori fluidici pasivi, care au totusi inconvenientele mentionate anterior,
dar care deschid calea realizarii si utilizarii disipatorilor semiactivi – obiectivul
acestei lucrari.
În continuare sunt prezentate diferie aplicaţii ale disipatorilor pasivi în
construcţii civile şi de poduri.
Fig. 1.9 Amortizori seismici utilizati pentru o sala de basket la Seatle – SUA
Fig. 1.10 Amortizori fluidici pasivi utilizati în
constructia podului Sidney Lanier – SUA
11
Fig. 1.11 Amortizori seismici utilizati la constructia podului Bill Emerson Memorial
Fig. 1.12 Amortizoare fluidice pasive pentru protectia la solicitari seismice sau date de vânt
Fig. 1.13 Amortizor seismic fluidic utilizat în izolarea bazei
12
Fig. 1.14 Amortizor seismic fluidic utilizat pentru izolarea bazei, SUA
Fig. 1.15 Amortizori fluidici utilizati la Podul Novelty, Seatle (8 bucati)
13
Fig. 1.16 Amortizori fluidici pasivi instalati
la o cladire de birouri din Boston
Fig. 1.17 Utilizarea a 4 amortizori fluidici pasivi la podul pietonal
Willamette River, Eugene – Oregon, SUA
14
Pentru a completa documentarea privitoare la stadiul mondial al aplicării
amortizorilor fluidici pasivi sau semiactivi, o delegaţie formată din doi membrii
ai colectivului de cercetare, s-a deplasat în luna august 2004 la Universitatea
Buffalo din SUA unde a participat la încercările pe model 1: 4, desfăşurate sub
coordonarea profesorului Constantinou, asupra unei structuri echipate cu
disipatori fluidici şi solicitate seismic de cutremure de referinţă din Mexic şi
România.
În fig. 1.18 este prezentată construcţia standului de încercare şi amplasarea
modelului pe platforma seismică.
Fig. 1.18 Amplasarea modelului echipat cu amortizori fluidici pe platforma seismică
Fig. 1.19 detaliu de instalare în diagonale a disipatorilor fluidici pasivi
15
2. ANALIZE STRUCTURALE
Pentru optimizarea caracteristicilor disipatorilor seismici, au fost realizate ample
simulări pe două tipuri de structuri constructive reprezentative:
- o structură P + 8 pe cadre din beton armat;
- o structură metalică P + 25.
Structura din beton armat P + 8, a fost dimensionată de colectivul catedrei de Beton
Armat, cu un coeficient seismic de 5%, faţă de unul considerat acceptabil de 7,66%.
Subdimensionarea deliberată a fost destinată suplinirii capacităţii disipative a structurii cu
disipatori hidraulici semiactivi.
Simulările efectuate pe această structură subdimensionată au condus la deplasări foarte
mari la vârf (~ 0,35 m) şi la un drift relativ la parter de 0,025, valori inacceptabile pentru o
structură în exploatare.
Simularea a fost repetată pentru o amortizare totală de 30%, care include şi efectul
disipatorilor semiactivi. Se constată în acest caz o reducere a deplasărilor la vârf cu 50%.
Aceste rezultate au condus la elaborarea unor procedee de optimizare a amortizării
pentru diferite tipuri de structuri constructive.
Au fost de asemenea stabilite şi sistemele optime de dispunere a disipatorilor în
structură, precum şi măsurile constructive locale care trebuiesc luate în vederea consolidării
zonelor de integrare a acestora la structură.
Studiile şi simulările întreprinse, au condus la o formă optimă a coeficientului de
amortizare, care implică o variaţie hiperbolică a acestuia, pentru viteze mai mari decât
0
max0
C
Fv şi implicit o reglare automată a forţei .max ctFF
pe tot domeniul de viteze > v0.
Această lege optimă de control a forţei disipative, a stat la baza elaborării algoritmilor
de reglaj automat a disipatorului semiactiv, după care au fost efectuate simulările răspunsului
acestui sistem.
Simulările au fost efectuate atât pentru structura din beton armat, cât şi pentru cea
metalică, după accelerograme VRANCEA 77 N-S şi NORTHRIDGE 1994 – SUA.
2.1. STRUCTURĂ ÎN CADRE DE BETON ARMAT P + 8E
Pentru dimensionare, în gruparea specială, s-a considerat un coeficient seismic
de 5% faţă de :
c = 1.0•0.2•2.5•0.2•0.766 = 0.0766 ( 7.66% ) în ideea de a suplini diferenţa cu
disipatori hidraulici semiactivi.
Perioadele de vibraţie sunt de aproximativ 1.1 sec. pe ambele direcţii.
Cladire cadre P+8E cu amortizori 19.02.2005
x y z
x0 x1
x2 y0 y1 y2 y3 y4
y5
Geometrie
2 deschideri de 5.60m şi 4.20m (axa X)
5 travei de 4.20m (axa Y) Parter de 3.80m + 8 etaje de 3.0m
Materiale Beton Bc20 Oţel PC52
Încărcare verticală : 10kN/m2
Secţiuni ( cu unele majorări la etajele 1-3 )
Grinzi transversale 30 x 55
Grinzi longitudinale 25 x 45
Stălpi centrali 65 x 65 ( cu anumite
Stălpi marginali 55 x 55 variaţii )
16
Calculul dinamic neliniar ( accelerograma Vrancea 77 N-S ), cu o amortizare naturală de
5% din cea critică, evidenţiază comportarea inacceptabilă a structurii. De exemplu : driftul
relativ la parter depăşeşte de peste 7 ori valoarea admisibilă iar deplasarea remanentă la vărf
este de ≈ 17 cm.
Dispunere disipatori hidraulici
Determinarea coeficienţilor de amortizare ( C ) ai dispozitivelor
În această lucrare este propusă o metodologie bazată pe o succesiune de analize dinamic
neliniare.
Într-o primă etapă disipatorii sunt consideraţi liniari şi pasivi : F = C•v.
Se caută o amortizare naturală “ţintă” care să aducă structura la performanţe
acceptabile de comportare ( încadrarea în restricţiile de deformabilitate ).
Din amortizarea proporţională Rayleigh : [C] = α[M] + β[K] se păstrează doar α care, în acest
caz, se obţine cu uşurinţă din perioada proprie fundamentală T şi fracţiunea din amortizarea
critică aleasă
(ξ = c/ccr ) :
T
4 pentru T = 1,126 sec. şi ξ = 0.3 ( amortizare totală de 30%) α = 3.348
sec-1.
Cladire cadre P+8E cu amortizori 19.02.2005
x y z
x0
x1
x2
y0
y1
y2
y3
y4
y5
Deplasare la vârf ξ=5%
-0.1 -0.05
0 0.05 0.1
0.15 0.2
0.25 0.3
0.35 0.4
0 5 10 15 20 25
Drift relativ parter
-0.01 -0.005
0 0.005 0.01
0.015 0.02
0.025 0.03
0 5 10 15 20 25
Sunt prevăzute 4 planuri
de disipatori pe fiecare
direcţie – în total 72 de
dispozitive identice.
Deplasare la vârf ξ = 30%
-0.05
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0 5 10 15 20 25
Se constată o reducere la
jumătate a deplasării la
vârf şi o deplasare
remanentă doar de 2 cm.
(valori relativ
acceptabile)
17
Pentru sistemele echipate cu dispozitive dependente de viteză se defineşte o amortizare
echivalentă : S
Deq
E
E
4 rezultată din egalarea energiei disipate într-un ciclu de oscilaţie de
structura reală cu cea a unui sistem vâscos echivalent. Energia disipată de dispozitive, ED este
suma lucrurilor mecanice efectuate de fiecare în parte într-un ciclu de încărcare complet :
j
rjjD CT
E 222
în care : T este perioada modului fundamental, Cj este
contanta de amortizare a dispozitivului ( liniar şi pasiv ) iar δrj este deplasarea relativă, pe
direcţia axei, între capetele sale.
Energia potenţială maximă de deformaţie, ES este dată de : i
iiS FE 2
1, unde Fi este
forţa de inerţie iar δi – deplasarea planşeului i. Mai notăm cu mi – masa şi ai - acceleraţia de
nivel.
Avem :
i
iiSiiiii FT
EdecisiT
aamF 2
2
2
2
2 4
2
14,
.
În locul deplasărilor δ se pot utiliza, în această variantă, ordonatele Ф ale formei proprii
corespunzătoare modului fundamental. Fie θj unghiul pe care îl face dispozitivul j cu orizontala
(ordonatele Ф sunt componentele orizontale ale formei proprii). Rezultă Фrj = Фi – Фi-1 şi
δrj = Фrj cosθj .
Dacă vom considera Cj = αj C0, în care αj reprezintă “ rapoarte de proiectare “ iar C0 o
constantă de referinţă, se poate obţine o relaţie de dimensionare care să furnizeze parametrul C0
pentru rapoarte αj specificate de proiectant.
Relaţia :
j
rjjj
i
iieq
m
TC
22
2
0cos
4
are un caracter ‘planar’ datorită modului particular
de definire a unghiului θj. Pentu calculul spaţial, θj trebuie redefinit ca fiind cosinusul director
al axei dispozitivului faţă de direcţia de atac a mişcării seismice. Cu această generalizare,
relaţia de predimensionare obţinută, poate fi utilizată în orice context tri-dimensional de
alcătuire structurală. Pentru direcţiile de atac ( uzual X, Y din plan ) trebuie selectate
modurile cu factor de participare maxim.
Pentru structurile ortogonale şi monotone pe verticală se pot obţine simplificări
suplimentare.
1.0 1.0
1.0 0.5
0.5 Experimentele numerice efectuate pe
diverse scheme de distribuţie pe ver-
ticală a rapoartelor αj relevă diferenţe
mici între variante, deci, o mare vari-
etate de tipuri de ‘damperi’nu se justi-
fică. Unele reduceri la nivelele supe-
rioare conduc, însă, la soluţii mai eco-
nomice.
i-1
i
j
i
ii
j
rjjj
i
ii
j
jrjj
eqm
CT
mT
CT
2
22
2
2
2
222
cos
424
cos2
18
Dacă, de exemplu, se consideră αj = 1 şi cos θj constant, iar ‘n’ este numărul planelor de
‘contravântuire’ pe direcţia analizată rezultă
j
rjj
i
iieq
m
nTC
22
2
0cos
4
Pentru structura propusă, pe direcţia X avem : ξeq = 0.30 – 0.05 = 0.25 ( amortizarea totală
sau ‘ţintă’minus amortizarea naturală ), T = 1,126 sec. n = 4 şi cosθj = 0.881 ( pentru
deschiderea de 5.60 m şi înălţimea de etaj de 3.0m , neglijând diferenţa de la parter ) rezultă :
s
m
tfC 2.1122
9975.7777.0
69.9997
126.14
25.040
Rezultatele analizei dinamic-neliniare pentru varianta ‘damperi’ pasivi (direcţia X –
transversală)
Varianta de control cu praguri de viteze
În această variantă se consideră o variaţie liniară a constantei de amortizare ( între două valori
extreme Cmax - Cmin ) pentru un interval de viteze dat ( v1 – v2 ). Rezultă Fmax = 36 tf.
F= C•v
v
36
24
12
0.03 0.04
0.05
0.10
28.8
48.0
C [tf/m/s]
v [m/s]
Cmax = 1200.
Cmin = 240.
V1 = 0.03 V2 = 0.05
Cmin = 480.
Damper 406 max 81.8500 at 6.3500
time
force
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Deplasare la vârf - damperi
C=1200 tf sec/m
-0.05
0
0.05
0.1
0.15
0 5 10 15 20 25
Rezultatele obţinute sunt
apropiate de cele anticipate de
amortizarea ‘ţintă’ propusă
ceea ce confirmă procedeul de
predimensionare propus
Strategiile de control
elaborata vizează
limitarea forţei
din ‘damperi’ la aprox.
jumătate din valoarea
maximă înregistrată .
19
Accelerograma Vrancea 77 componenta N-S
Opţiunea Cmin = 240. tf / (m/s) corespunde unei recomandări din literatură ( Cmin ≈ 1/5 Cmax )
Dacă acest prag se dublează, la viteze mari, peste 0.1 m/s, limitarea forţei nu mai corespunde
valorii propuse.
Accelerograma Northridge 1994
Forţa în damper
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
0 5 10 15 20 25
Viteza în damper [m/s]
-0.15
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
0.15
0 5 10 15 20 25
Forţa din damper pentru Cmin = 480 tf / (m/s)
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
50
0 5 10 15 20 25
Viteza in damper [m/s]
-0.15
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
0 5 10 15 20
20
Pentru accelerograma Northridge 1994 numărul treceri prin ‘filtrul’ v1 – v2 este sensibil mai
mare decăt pentru cea din Vrancea, altfel însă, vitezele înregistrate la nivelul dispozitivului sunt
comparabile. Diagramele corespund valorii Cmin = 240 tf / (m/s).
Varianta de control cu limitarea strictă a forţei din dispozitiv
Observaţie legată de stabilirea valorii maxime la care trebuie plafonată forţa din dispozitiv :
Forţa [tf]
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
0 5 10 15 20
F(tf)
50
V (cm/s) 4.17
Co = 12 tf / (cm/s)
Limitarea forţei la o valoare
strictă, Fmax implică o lege de
variaţie hiperbolică a
coeficientului de amortizare
pentru viteze mai mari decât
vo = Fmax / Co → C = Fmax / v
Forta limitata la 50 tf
-60
-40
-20
0
20
40
60
0 5 10 15 20 25
Viteza in dispozitiv (m/s)
-0.06
-0.04
-0.02
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0 5 10 15 20 25
21
Pre-standardul FEMA 356 recomandă ca, pentru structurile echipate cu disipatori vâscoşi să se
efectueze verificări de rezistenţă în două ipostaze :
- la deplasare maximă, când vitezele ( deci şi forţele ) din dispozitive sunt nule.
- la deplasare nulă când forţele din dispozitive sunt maxime.
A doua ipostază ar conduce la stabilirea plafoanelor Fmax. Raţionamentul este exact pentru un
oscilator cu un singur grad de libertate aflat în mişcare armonică. Urmărirea în timp a evoluţiei
forţelor din dispozitivele plasate într-un plan de ‘contravântuire’ infirmă aceste ipostaze : atât
la deplasare apropiată de cea maximă, cât şi la una apropiată de cea nulă, forţele sunt
comparabile iar valorile maxime se produc într-o situaţie intermediară.
2.2. STRUCTURA METALICĂ P+25
Dispozitivele sunt plasate pe orizontală prin intermediul unor contavântuiri în V întors. Din
aplicarea procedeului de predimensionare descris anterior a rezultat C = 500 kN/(cm/s) = 5000 tf/(m/s) .
TCI Seism Oy model cu damperi 23.09.2004
x y
z
X axis 2
A A' B C C' D E
GF L1 L2 L3 L4 L5 L6 L7 L8 L9 L10 L11 L12 L13 L14 L15 L16 L17 L18 L19 L20 L21 L22 MR MecF MecR HR
TCI Seism Oy model post-critic 23.09.2004
x y z
1 2 3 4 4' 5 5' 6 7 8 9
A A' B C C' D
E
TCI Seism Oy model post-critic 23.09.2004
x
y
z
Nodes
Z level L5
1 2 3 4 4' 5 5' 6 7 8 9
A A'
B
C
C'
D
E
205
206
207
208
209
210
211
212
213
214
215
216
217 218
219
220 221
222
223
224
225 226
227
228
229
230
231
232
233
234
235
851 852
921 226
227
218 221 221 226 218
219
221
222
220 225 228
229
205
206
209
210
217 218
213
214
220 221
217 220 225 226
222
1 2
3
4
5
Structura analizată are perioada de 2.54
sec. pe direcţia scurtă (Y) şi prezintă un
fenomen de ‘galop’ la simularea numerică
(oscilaţii cu amplitudini mari dezvoltate pe
mai multe cicluri) datorat amortizării
naturale reduse şi flexibilităţii ridicate -
specifice acestui regim de înălţime. Pentru
atenuarea acestui fenomen s-au prevăzut 5
planuri de amplasament (care înlocuiesc
planurile de contavântuiri centrice pe două
nivele prevăzute într-o altă variantă de
proiectare) şi o amortizare ‘ţintă’ de 10%.
F(kN)
1000
V (cm/s)
2.0
C = 500 kN / (cm/s)
S-a adoptat sistemul de
control cu limitare strictă de
forţă la valoarea de 1000 kN.
În consecinţă pentru viteze
mai mari de 2.0 cm/s sistemul
de monitorizare reduce
coeficientul de amortizare C.
22
Pentru o înregistrare de 10 sec. din accelerograma Vrancea 4.03.77 componenta N-S
se remarcă o activitate intensă a sistemului de control pe secvenţe mari de timp.
Vizualizare deformatie structura
3.REGLAREA AUTOMATĂ A FORŢEI DISIPATIVE - STRUCTURI DIN BETON ARMAT –
(DROSELE FIXE – FANTĂ CIRCULARĂ-)
în paralel cu droselul proporţional
3.1. LEGEA DE REGLAJ.
Legea de reglaj a buclei, este impusă de caracteristica )(vfFV , fig. 1; pe tot
intervalul de viteze
s
mv 14,0...032,0 , se dezvoltă şi se controlează automat forţa disipativă
maximă, maxVF .
În consecinţă, maxVF se dimensionează la capacitatea maximă (admisibilă) de rezistenţă
locală în puncte ale structurii în care este integrat disipatorul.
Viteza in dispozitiv (m/s)
-0.1
-0.08
-0.06
-0.04
-0.02
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0 2 4 6 8 10 12
Forţa limitată la Fmax = 1000 kN
-1500
-1000
-500
0
500
1000
1500
0 2 4 6 8 10 12
FV
FV max
v1 vmax v I II
s
mv
s
mv
cttfFV
1,0
;025,0
.;50
max
1
max
C
m
skN
50000
23
Ansamblul disipativ are două regimuri caracteristice de lucru:
a) Domeniul I (fig. 1), în care vitezele de deplasare ale structurii sunt
s
cmv 5,2...0 ; acest regim corespunde oscilaţiilor clădirii determinate de
microseisme sau/şi de vânt.
b) Domeniul II, în care vitezele de deplasare ale structurii sunt
s
cmv 14...5,2 ;
acest regim corespunde oscilaţiilor clădirii provocate de seisme medii … majore.
În domeniul I funcţionează numai fante rezistive de rezistenţă hidraulică FR , practicate
la nivelul pistoanelor.
În domeniul II funcţionează întregul ansamblu rezistiv, reglat automat prin
distribuitorul proporţional 4 WRVE 10 (REXROTH) fig.3, asociat rezistenţelor hidraulice
nereglabile ale pistoanelor.
3.1.1 VALORILE COEFICIENTULUI DE AMORTIZARE.
Domeniul I (fig. 1):
)( 1max vvvCFV
5,2
50000
1
max
max v
FC
V
Domeniul II
s
cmv 10...5,2
10
50000
max
max
min v
FC
V
cm
sdaNC 5000min
3.2. DIMENSIONAREA FANTEI REZISTIVE
cm
sdaNC 20000max
.max ctvCFV
24
Fanta rezistivă este localizată în zona ajustajului piston – cilindru, fig. 2.
rezultă, 151,36890
648,27
7485,0
1
981
10940
16
896 43
J
33 000749468,0 cmJ 43 104946,7 J
cmJ 210956,1
2
Jj mmj 0978,0
3. 3. REZISTENŢA HIDRAULICĂ ECHIVALENTĂ A ANSAMBLULUI
REZISTIV
3. 3.1. REZISTENŢA ECHIVALENTĂ A CELOR DOUĂ FANTE ALE
PISTOANELOR RTF.
FFTF RRR
111
2
7485,0
2 F
TF
RR
Rezistenţa hidraulică totală se poate pune sub forma,
dt
dKRTF
1 unde
2,1
7485,0
11
1 v
RK TF
3.3.2. REZISTENŢA HIDRAULICĂ ECHIVALENTĂ A DISTRIBUITORULUI
PROPORŢIONAL DN 10 (REXROTH) (TIP 4WRVE 10)
A B
)(01956,0 diametraljoculcmJ
mmj 1,0
537425,0
cm
sdaNRTF
6
2
1 62375,0cm
sdaNK
A
A
∆p A – A
Fig. 2
d
D
2
D1
D1
D2
2
1
2
167
160
70
66,166300
50000
cmA
mmDD
mmd
cmA
25
C
Fig. 3 Caracteristici fundamentale ale disipatorului proporţional 4WRVE 10
A – aspect general (cu electronică înglobată);
B - secţiune longitudinală;
C – caracteristica CUfQ % , timpul de comutare.
În fig. 4 sunt redate tabelar caracteristicile funcţionale principale ale droselului
proporţional DN 10 din care s-au extras:
- debitul nominal la comandademuchiabarp /5
min40
lQn ; pentru alte
căderi de presiune 5
x
nom
pQQ (px max = 350 bar).
Cu valorile extrase din diagrama (fig. 4), a fost calculată rezistenţa hidraulică echivalentă a
droselului proporţional.
Q [%]
MUCHIA P-A
309,83 [l/min]
100
80 247,87 [l/min]
60 KII
40
20
30,98 10 % Qn [ l/min] KI
± 1 % 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Uc [V]
Fig. 4
26
3.3.3. COEFICIENTUL DE DEBIT AL DISTRIBUITORULUI PROPORŢIONAL
pydCQ D
2
domeniul I:
(1)
domeniul II:
(2)
Relaţia de calcul a tensiunii de comandă a disipatorului proporţional, se determină
pornind de la expresia de calcul a debitului:
)3(2
max
CL
C
D
ef
U
Uy
pdC
Qy
unde: Qef – debitul efectiv care traversează distribuitorul proporţional;
)4(pFef QQdt
dAQ
VALORILE DE PRAG ale tensiunilor de comandă corespund unor valori de prag ale
debitelor care traversează distribuitorul proporţional şi anume:
domeniul I (fig. 4):
min98,304
lQVU ILCL
domeniul II:
min83,30910
lQVU IILCL
Cu aceste precizări, din relaţia (3) rezultă,
)5(2
maxypdC
UQU
D
CLef
C
Relaţia (5) se particularizează în algoritmul de reglaj pe cele două domenii după cum
urmează:
)6(2
4
max IID
ef
IC
ypdC
QU
)7(2
10
max IIIID
ef
IIC
ypdC
QU
Relaţiile (6) şi (7) reprezintă algoritmul de calcul a tensiunii de comandă a
distribuitorului proporţional, în funcţie de mărimea debitului Qef care urmează să îl traverseze.
Pentru exprimarea într-o formă mai concisă şi pentru simplificarea algoritmului electronic de
reglare automată a distribuitorului proporţional, a fost elaborată o expresie de calcul a
tensiunilor de comandă în funcţie de rezintenţa hidraulică locală a acestuia,
)8(
22
22
max
222 dt
d
U
UydC
AR
CL
CD
D
Din expresia (8), se poate exprima relaţia de calcul a tensiunii de comandă a
distribuitorului proporţional:
0804,0IDC
268,0IIDC
27
)9(2 2
max
222
2
dt
d
RydC
UAU
DD
CLC
Relaţia (9), se particularizează pe cele două domenii caracteristice ale diagramei
)( CUfQ a distribuitorului proporţional, după cum urmează:
(10)
(11)
3.3.4. CALCULUL PRESIUNILOR PE BUCLA DE REACŢIE
În baza analogiei electrohidraulice
)12(2
cm
daNQRp efDr
unde : RD – rezistenţa hidraulică echivalentă locală a droselului proporţional;
Qef – debitul efectiv care traversează droselul proporţional; scriind
Pentru cele două domenii de lucru ale distribuitorului proporţional.
IIefIIDIIr
IefIDIr
QRp
QRp
Relaţiile 10, 11 , 12 stau la baza algoritmului de simulare a funcţionării buclei de reglaj
automat a disipatorului semiactiv, prezentat în Planşa II.
IID
IICR
dt
d
U
43365,0 ID
ICR
dt
d
U
73346,1
28
PLANŞA II CONSTRUCŢII DIN BETON ARMAT ALGORITM DE SIMULARE - DROSELE FIXE – FANTA CILINDRICĂ
- DISTRIBUITOR PROPORŢIONAL DN 10 dt
d
IDR IefQ
s
cm
dt
d3
dt
d
IIDR IIefQ QF
F
Fmax
dp02,0
.300 ctbarpd 0 p
v1 v2 v
UC I UC II
X Y
Qp
P T
A
A X B
A
B
+ -
IefIDIr QRp
dt
d
Ief
p
DIQ
R
IIef
p
IIDQ
R
3,516IefQ 3,516IIefQ
Cdt
dAQef
IIefIIDIIr QRp
ID
ICR
dt
d
KU
1 42 IID
IICR
dt
d
KU
Tp
) ( ) (
) ( ) (
) ( ) (
) ( ) (
VALORI DE CALCUL
s
cmv 0,31
s
cmv 142
kNF 500max
s
cmQQC pF
3
534
IIefIef Qs
cmQ
3
3,516
2
1
6
2
max
222
2
1 73346,12 sdaN
cmV
ydC
UAK
IID
ICL
2
1
6
2
max
22
2
2 43365,02 sdaN
cmV
yC
UAK
iiIID
IICL
REGIMURI DE FUNCŢIONARE
A) Oscilaţii ale structurii produse de microseisme şi de vânt
scmvdt
d0,31
;
forţa vâscoasă se realizează prin efectul rezistiv al fantei cilindrice a
pistonului;
distribuitorul proporţional rămâne închis.
B) Oscilaţii structurale seismice
scmvvdt
dv 14; 221
;
“contactul” L activează bucla de reglaj;
droselul proporţional se deschide, lucrând în paralel cu fanta circulară a
pistonului.
29
vdec
viteza+3.2
v itezabloc v iteza
viteza+3,2
t
timp
pr
pr
300
pd
Qc
Uc5
Rd1
Uc4
Rd2
Uc3
Uc2
Uc2
Uc1
Uc1
Uc
UcSwitch
Rd2
v
Uc2
Subsystem3
Rd1
v
Uc1
Subsystem2
Rd1
Rd
Qef
Qef1
v Qef
Qef
else { }
In1 Out1
If Action
Subsystem1
if { }
In1 Out1
If Action
Subsystem
u1if (u1 > 516.3)
else
Ifvitezasim.mat
From File
1/u
Fcn
f(u)
Diagrama Qc de Uc
Clock
|u|
Abs
6
0.02pd1
K25
30
v
viteza modul
(cm/s)
t1
timp
pr
pr
pd
pd
Uc
Uc
300/5163
0.1s+1
Transfer Fcn
-K-
Traductor
presiune
-K-
Traductor
presiune
v
F
pd
modul v
Subsystem
Saturation
10*0.1s+10
0.1s
Regulator PI
Qc
Qc
100
Gain
vitezasim.mat
From File
f(u)
Diagrama Qc de Uc
3.2
Constant
Clock
|u|
Abs
K27
4. REZULTATE SINTETICE ALE SIMULĂRILOR SITEMULUI DE REGLARE
AUTOMATĂ
Concluzii relevante pentru desfăşurarea în continuare a încercărilor fizice la scara 1:1,
se desprind din simulările efectuate asupra buclei de reglaj pentru structuri din BETON
ARMAT (PLANŞA II), la care disipatorului semiactiv i s-a impus o lege de reglaj automat
.500 ctkNFv , pentru viteze de deformaţie ale clădirii
s
cmv 5,2 .
SIMULĂRILE FINALE, au fost efectuate în prezenţa regulatoarelor automate de
proces integrate în ramura directă a buclei de reglaj, având diferite tipuri de corecţii. Se
prezintă în continuare selectiv câteva diagrame rezultate în urma simulării sistemului de reglare
automată a disipatorului semiactiv.
Astfel în planşa K25, este prezentată schema de simulare cu REGULATOR
PROPORŢIONAL ; în planşa asociată K26 este redată, variaţia presiunii pe bucla de reacţie în
prezenţa regulatorului P, constantă, dar că prezintă încă unele oscilaţii.
În palnşa K27 se prezintă structura de simulare cu REGULATOR PI; în planşa asociată
K28, se observă o excelentă menţinere constantă a presiunii pe bucla de reacţie, la valoarea
impusă (pr = 300 bar), fără oscilaţii.
K5
0 2 4 6 8 10 12 14 160
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Timpul (secunde)
Ten
siu
nea d
e c
om
an
da U
c (
V)
Variatia tensiunii de comanda Uc in functie de timp
K13
0 2 4 6 8 10 12 14 160
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
Timpul (secunde)
Deb
itu
l efe
cti
v Q
ef
(cm
3/s
)
Variatia debitului efectiv Qef in functie de timp
K14
0 2 4 6 8 10 12 14 160
50
100
150
200
250
300
350
Timpul (secunde)
Pre
siu
nea r
eg
lata
pr
(daN
/cm
2)
Variatia presiunii pr cu regulator PI
K28
A
1 = 4
δ 5
2 ∆p1
3
ACHIZIŢIE DATE
- +
6 6’
8
np dt
d 10
∆np ∆np 9
dt
d ∆np
7
C1 Cef(t)
C(t)
Ü(t) δ(t) - C2
-
δ(t)
δSTRUCTURĂ
∆p1
P&P
SERVER
1
REGULATOR
(∆np)
- +
BLOC DE
COMANDA
4
GENER.
Ü(t)
3
dt
d
BLOC
CALCUL
Cef
5
RĂSPUNS
DINAMIC
STRUCTURĂ A
δ, δSTRUCTURĂ,
Ü(t), C(t),
Cef(t), dt
d, ∆p1, ∆p2
1
2
GENERATOR FUNCŢII
DE INTRARE
SERVER
2
AMPLIF
2 B
3
4
5
6
7
8
1
-
+
∆p2
9
9
8
7 6
PLANŞA IV SCHEMA STANDULUI DE SIMULARE FIZICĂ
15. Chopra, A. K., 1995, Dynamics of Structures, Prentice – Hall, Englewood Cliffs, New
Jersey Civil Engineering. (Aug. 1996), No More Flapping in the Wind, ASCE: 14. Civil
Engineering. (Feb. 1999), World`s Tallest Building Will Grow Down Under, ASCE: 16.
16. Constantinou, M.C., and Szmans, M.D., 1993, “Experimantal Study of Seismic Response of
Buildings with Supplemental Fluid Dampers”, TheStuctural Desing of Tall Buildings, John
Wiley & Sons, New York, Vol. 2, pp. 93-132.
17. Constantinou, M.C., Soong, T.T., and Dargush, G.F., 1996, Passive Energy Dissipation
Systems for Structural Design and Retrofit, National Center for Earthquake Engineering
Research, State University of New York at Buffalo, New York.
18. T. Mizuno, T. Kobori, J. Hirai, M.Yoshinori and N. Niwa, ,, Development of adjustable
hydraulic damper for seismic response control of large structures ”, in PVP-Vol.229, DOE
Facilities Programs, Systems Interaction, and Active/Inactive Damping, ASME, New
Orleans, LA, June, 1992, pp.163-170.
19. S. Rakheja and A.K. Ahmed, ,, Simulation of non-linear variable dampers using energy
similarity”,Eng. Comput. 8, 333-344 (1991).
20. M. Shinozuka and R. Ghanem, ,, Use of variable dampers for earthquake protection of
bridges ”, Proc.2nd U.S.- Japan workshop on earthquake protective systems for bridges,
Public Works Research Institute,Tsukuba Science City,Japan,December, 1992, pp. 507-516
21. W. N. Patten, R. L. Sack, W. Yen, C. Mo. and H. C. Wu, ,, Seismic motion control using
semi-active hydraulic force actuators”, in Proc. Seminar on seismic isolation, passive energy
dissipation, and active control, Report No. ATC-17-1, Applied Technology Council, San
Francisco, CA, March, 1993, pp. 727-736.
22. H. P. Gavin, Y. D. Hose and R. D. Hanson, “Design and control of electrorheological
dampers”, in Proc. 1 st. world conf. on structural control, Los Angeles, CA, August, WP3 –
83 – WP3 – 92,1994.
23. N. Makris, D. Hill, S. Burton and M. Jordan, “Electrorheological fluid damper for seismic
protection of structures”, in Proc. Smart structures and materials conf., San Diego, CA,
February, 1995, pp.184-194.
24. K. Kawashima, S. Unjoh, H. Iida and H. Mukai, “Effectiveness of the variable damper for
reducing seismic response of highway bridges”, in Proc. 2nd U. S-Japan workshop on
earthquake protctive systems for bridges, PWRI, Tsukuba Science City, Japan, December,
1992, pp. 479-493.
25. W. N. Patten, R. L. Sack and Q. He, “Controlled semiactive hydraulic vibration absorber for
bridges”, J. struct. eng. 122 (2), 187-
top related