CM - Crosti - Connessioni in Acciaio

CONNESSIONI IN ACCIAIO

Ing. Chiara Crosti

“Sapienza” Universita’ di Roma

[email protected], [email protected]

ROMA, 12 DICEMBRE 2013

Corso di Costruzioni Metalliche

Tenuto dal Prof. Ing. Franco Bontempi

Anno Accademico 2012/2013

CASE HISTORY

[email protected] - [email protected]

Crollo di capannoni a seguito del sisma, Maggio 2012

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Crollo di capannoni a seguito del sisma, Maggio 2012

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I-35W Bridge, 1 Agosto 2007, Minnesota

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U10-W

[*] National Transportation Safety Board , “Collapse of I-35 W Highway Bridge, Minneapolis, Minnesota, August 1, 2007” Accident Report, NTSB/HAR 08/03 PB 2008-916213, Washington D.C. 20594. 2008.

I-35W Bridge, 1 Agosto 2007, Minnesota


CASE HISTORY

BOWED GUSSET PLATE AT NODE U10

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8/3112/44

[email protected]

BRIDGE COLLAPSE

/3125/44

[email protected]

BRIDGE COLLAPSE

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WORLD TRADE CENTER 5, September 11 th, 2011



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Fema

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World Trade Center 5 Failure Analysis, Kevin J. LaMalva, Jonathan R. Barnett, Ph.D. and Donald O. Dusenberry, P.E

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DEFINIZIONI E ASPETTI NORMATIVI


Unioni correnti : servono per creare profili composti a partire da ferri piatti e cantonali (profili che nonesistono sui sagomari, come travi alte e profili a cassone)

Unioni di forza: uniscono tra lori i vari elementi strutturali per formare l’intera costruzione

Immagine da http://dankuchma.com/stm

I giunti tra gli elementi sono realizzati nelle zone di diffusione(D regions):

- Sono sede di concentrazioni di sforzi

- Non vale la teoria della trave di Bernoulli (non sono verificatele ipotesi alla base della teoria di De Saint Venant)

- Le indicazioni progettuali sono basate su teorie e modellazionisemplificate supportate da analisi sperimentali o numeriche

Lo studio accurato delle unioni è fondamentale perché i collegamenti possono costituire il punto debole dellastruttura.

“TECNICA DELLE COSTRUZIONI Basi della progettazione Elementi intelaiti in acciaio”. F. Bontempi, S. Arangio, L. Sgambi. Carocci, Roma. 2008”

UNIONI IN ACCIAIO



Lorenzo Conversano-Valutazione dell’influenza delle connessioni semi-rigide nell’analisi globale delle strutture in acciaio

1) Trave-colonnasingolo

2) Trave-colonnadoppio

3) Continuitàtrave-trave

4) Continuitàcolonna-colonna

5) Colonna-fondazione

ZONE NODALI IN UN TELAIO IN ACCIAIO







































cerniera

SISTEMI DI COLLEGAMENTO

CHIODATI BULLONATI SALDATI

•Facilità e velocità di montaggio esmontaggio;• Flessibilità della struttura nel casodebba essere modificata per risponderea nuove esigenze distributive;• Riutilizzo delle parti strutturali;•Gli elementi strutturali sono indebolitidalla presenza dei fori;• La presenza dei fori comporta unadistribuzione delle tensionicaratterizzata da punte locali .

•Collegamenti più rigidi;• Si evita l’indebolimentodovuto ai fori dei bulloni;• Le saldature occupanomeno spazio. I giunti sonopiù snelli;•Gli elementi da unire nondevono subire un trattamentoiniziale (per le bullonaturebisogna realizzare i fori).

•Cadute in disuso;•Poiché montati a caldo, nei gambi si generavano spesso tensioni di trazione che portavano anche alla rottura del chiodo stesso;• Non possono essere scomposte a meno che non si distruggano gli elementi di connessione.



NTC 2008

ASPETTI NORMATIVI

4.2.8.1 Unioni con bulloni, chiodi e perni soggetti a carichi statici4.2.8.2 Unioni saldate4.2.8.3 Unioni soggetti a carichi a fatichi4.2.8.4 Unioni soggetti a vibrazioni, urti e/o inversioni di carico…..………….









NTC 2008

Cap. 1 – Oggetto“Circa le indicazioni applicative per l’ottenimento delle prescritte prestazioni, per quanto nonespressamente specificato nel presente documento, cisi può riferire a normative di comprovatavalidità e a altri documenti tecnici elencati nel Cap. 12. In particolare quelle fornite dagliEurocodici con le relative Appendici nazionali costituisconoindicazioni di comprovata validitàe forniscono il sistematico supporto applicativo delle presenti norme.”

Cap. 12 – Riferimenti tecnici“Per quanto non diversamente specificato nella presente norma, si intendonocoerenti con iprincipi alla base della stessa, le indicazioni riportate nei seguenti documenti:

- Eurocodici strutturali pubblicati dal CEN, con le precisazioni riportate nelle AppendiciNazionali o, in mancanza di esse, nella forma internazionale EN;

- Norme UNI EN armonizzate i cui riferimenti siano pubblicati su Gazzetta Ufficialedell’UnioneEuropea;

- Norme per prove, materiali e prodotti pubblicate da UNI.”

ASPETTI NORMATIVI


1. Introduction2. Basis of Design3. Connections made with bolts, rivets or pins4. Welded connections5. Analysis, classification and modeling6. Structural joints connecting H or I sections7. Hollow section joints

UNI EN 1993-1-8





Le strutture in acciaio sono usualmente progettate facendo riferimento a modelli in cui i nodi hannocomportamento ideale . Quando si rappresenta la realtà tramite un modello è necessario farenumerose ipotesi funzionali alla rappresentazione. Generalmente, nella progettazione dellestrutture in acciaio, si accetta di rappresentare il comportamento dei nodi attraverso due modelliidealizzati: incastro perfetto e cerniera perfetta . L’incastro perfetto implica la completa continuitàtra gli elementi collegati, il trasferimento completo delle forze tra l’estremità della trave e la colonnae l’assenza di deformazioni parassite; la cerniera perfetta prevede una sufficiente capacita dirotazione della trave senza sviluppare momenti parassiti. Sebbene l’adozione di questi due modellicomporti delle notevoli semplificazioni nelle procedure di analisi e progettazione, il comportamentoreale è sempre intermedio.

CLASSIFICAZIONE DEI NODI



CLASSIFICAZIONE DEL NODO SECONDO UNI EN 1993-1-8:20 05

•Joint stiffness:•Rigid;•Semi-rigid;•Pinned.

•Joint strength:•Full strength;•Partial strength;•Pinned.

•Joint ductility:•Continuos;•Semi-continuos;•Simple.

UNI EN 1993-1-8:2005




ϕCd

Sj,ini

Sj,ini = rigidezza rotazionale iniziale

M j,R = momento flettente resistente

ϕCd = rotazione ultima

M j,R

Nodo Modello Curva caratteristica momento-rotazione

Per rappresentare il comportamento di un nodo si fa riferimento al diagramma momento-rotazione da cui è possibile effettuare delle valutazioni riguardanti la resistenza, la rigidezza e laduttilità; in funzione della tipologia di connessione.



CLASSIFICAZIONE SECONDO LA RIGIDEZZA

This classification is only applicable to beam-to-column joint configurations.

RigidThe joint behavior is assumed not to have significant influence on the distribution of internal forces and moments in the structure, nor on its overall deformation.

Semi-rigidThe joint provides a predictable degree of interaction between members, based on the design moment rotation characteristics of the joint. It should be able to transmit internal forces and moments.

PinnedThe joint shall be capable of transmitting the internal forces, without developing significant moments which might affect the structural members. It shall be also capable of accepting the resulting rotations under the design loads.

UNI EN 1993-1-8:2005



UNI EN 1993-1-8:2005



CLASSIFICAZIONE SECONDO LA RESISTENZA

Through the comparison of its actual design moment resistance Mj,Rd with the designmoment resistances of the members that it connects, a joint may be classified as full-strength, pinned or partial-strength.

Full-strength ( ripristino di resistenza )The design resistance of a full-strength joint shall be not less than that of the connected membersBoundary:

Partial-strength ( a parziale ripristino )A joint which does not meet the criteria for full-strength or nominally pinned joints should be considered to have a partial-strength resistance.

Pinned ( a cerniera )The joint shall be capable of transmitting the internal forces, without developing significant moments which might adversely affect the members of the structure. It shall also be capable of accepting the resulting rotations under the design loads.Boundary: UNI EN 1993-1-8:2005



CLASSIFICAZIONE SECONDO LA RESISTENZA

UNI EN 1993-1-8:2005

ripristino diresistenza

a cerniera

M, FULL STRENGTH

0.25*M, FULL STRENGTH

a parzialeripristino



STIFFNESS/RESISTANCE Full-strength Partial-strength Pinned

Rigid Continuos Semi-continuos *

Semi-rigid Semi-continuos Semi-continuos *

Pinned * * Simple

UNI EN 1993-1-8:2005

CLASSIFICAZIONE SECONDO LA DUTTILITA’



L’interpretazione da fornire a questa nuova classificazione dipende anche dal tipo di analisi che si vuole condurre. Difatti, nel caso di un’analisi elastica globale, le uniche caratteristiche rilevanti per la modellazione sono quelle di rigidezza; viceversa se stiamo effettuando un’analisi rigido-plastica ci interessano principalmente le resistenze; infine, in tutti gli altri casi, sia la rigidezza che la resistenza governano il modo in cui il nodo dovrebbe essere modellato. La tabella seguente riassume la casistica presentata:

UNI EN 1993-1-8:2005

CLASSIFICAZIONE SECONDO I TIPI DI ANALISI



Il metodo che fornisce la più accurata conoscenza del comportamento dei nodi consistenell’effettuare test sperimentali; tuttavia, nella pratica di progettazione questa tecnica èantieconomica, il che la rende adatta per lo più a propositi di ricerca. L’uso dei dati sperimentalidisponibili in letteratura è principalmente rivolto, più che alla progettazione, alla validazione dimodelli che mirano alla previsione del comportamento dei nodi a partire dalle sue proprietàgeometriche e meccaniche. I modelli per la previsione del comportamento dei nodi si dividono incinque categorie:

•test sperimentali;•modelli empirici;•modelli analitici;•modelli agli elementi finiti;•modelli meccanici.

Detti anche modelli a molla, i modelli meccanici si basano sulla simulazione delnodo/collegamento con un insieme di componenti rigide e flessibili.

MODELLAZIONE DEL NODO

METODO DELLE COMPONENTI

“Goverdhan data bank”, “Steel connection data bank”, “SERICON data bank”

Polimonio di Frye e Morris

4 parametri di Richard e Abbott



GIUNTO SALDATO


1- Identificazione delle componenti;

2- Risposta delle componenti;

3-Assemblaggio delle componenti.

1- Identificazione delle componenti;

.

2- Risposta delle componenti;

3-Assemblaggio delle componenti.



Il primo step da seguire, nel metodo delle componenti, è quello dell’individuazione dellevarie fonti di deformabilità.Nel caso di connessioni saldate sono:- Pannello d’anima della colonna a taglio;- Anima della colonna in trazione; - Anima della colonna in compressione; - Flangia della colonna in flessione;- Anima e flangia della trave in compressione.

CWS

CWT

CWCCFBBFC



Come è possibile notare, non tutte le componenti sono dello stesso tipo, poiché alcunedi esse contribuiscono sia in termini di rigidezza che di resistenza e vengonomodellate con legami di tipo elasto-plastico ; altre, ponendo solo una limitazione allaresistenza vengono modellate con legami di tipo rigido-plastico .

Le prime tre componenti, ovvero anima della colonna a taglio (CWS) e pannelli atrazione (CWT) e compressione (CWC) , governano sia la rigidezza che la resistenzadel nodo; invece, la flangia della colonna in flessione (CFB) e l’anima e flangia dellatrave in compressione (BFC) forniscono solo delle limitazioni in termini di resistenzasenza contribuire in maniera rilevante alla rigidezza.



Come è possibile notare, non tutte le componenti sono dello stesso tipo, poiché alcunedi esse contribuiscono sia in termini di rigidezza che di resistenza e vengonomodellate con legami di tipo elasto-plastico ; altre, ponendo solo una limitazione allaresistenza vengono modellate con legami di tipo rigido-plastico .

Le prime tre componenti, ovvero anima della colonna a taglio (CWS) e pannelli atrazione (CWT) e compressione (CWC) , governano sia la rigidezza che la resistenzadel nodo; invece, la flangia della colonna in flessione (CFB) e l’anima e flangia dellatrave in compressione (BFC) forniscono solo delle limitazioni in termini di resistenzasenza contribuire in maniera rilevante alla rigidezza.

In tale metodo, per i nodi saldati si ipotizza che la rottura delle saldature siaassolutamente evitata, poiché esse sono in grado di fornire piccolissime deformazionidando vita a meccanismi di rottura fragili. Questa è la ragione per cui è auspicabileseguire criteri di progetto delle saldature, sempre a vantaggio di sicurezza e cheprevedano sovraresistenze rispetto alla componente più debole.



6.2.4.1 Column web panel in shear (CWS)E

uroc

odic

e3

Par

t 1_1

Calcolo delle RESISTENZA delle varie componenti (Appendice J)



6.2.4.2 Column web in transverse compression(CWC)




Si deve valutare la resistenza all’instabilita’ dell’anima della colonna considerata comemembratura compressa.

Si aggiungono piatti di rinforzo per aumentare la resistenza dell’anima della colonna




6.2.4.3 Column web in transverse tension (CWT)

in caso contrario bisogna rinforzare ilgiunto con oppurtuni irrigidimenti




6.2.4.3 Column web in transverse tension (CWT)




Determinati i valori di resistenza e rigidezza di ogni componente nodale, è necessario, perricavare il legame momento-rotazione del nodo, correlare le singole componentifra loro,assumendo che la resistenza complessiva sia governata dalla resistenzadella componente piùdebole.

M RD = min { Fc,RD; Ft,RD; Vpl,RD } * z

Dove z e’ il braccio delle forze interne

Determinazione del momento resistente

z

M j,R

Curva caratteristica momento-rotazione

CWC CWT CWS



6.3 Rotational stiffness (Rigidezza rotazionale)

Sj,ini



6.4 Rotation capacity

ϕCd






ESEMPIO NUMERICO



HE 220A

IPE 300

GIUNTO SALDATO

Momento plastico della trave, IPE 300

My,T = Wy * σy = 153.2 kNm

Mu,T = Wpl * σy = 172.1 kNm

Momento plastico della colonna, HEA 220

My,T = Wy * σy = 141.7 kNm

Mu,T = Wpl * σy = 156.3 kNm

Acciaio: S275

ESEMPIO NUMERICO

CALCOLO DELLE RESISTENZE DELLE VARIE COMPONENTI


ESEMPIO NUMERICO

Resistenza della zona compressa, (annesso J)

= 340.6 kN

= 272.5 kN

= 155.7 mm

0

CWC


ESEMPIO NUMERICO


Resistenza della zona compressa, (annesso J)

Resistenza all’instabilita’ dell’anima della colonna

Modo a nodi spostabili

Lunghezza libera di inflessione L0= d

Larghezza efficace beff= (h2+ss2)0.5

= 184 kN

La resistenza della zona compressa e’ governata dall’instabilita’, dato che Fc,RD = 272.5 kN


ESEMPIO NUMERICO


Resistenza della zona tesa, (annesso J)

= 325 kN

= 321 kN

= 280.88 kN Non c’e’ bisogno di rinforzare ilgiunto con oppurtuni irrigidimenti

CFT


ESEMPIO NUMERICO


Resistenza della zona tesa, (annesso J)

= 325 kN

= 321 kN

= 280.88 kN Non c’e’ bisogno di rinforzare ilgiunto con oppurtuni irrigidimenti

CWT

= 435 kN


ESEMPIO NUMERICO


Resistenza della zona soggetta a taglio, (annesso J)

= 298.3 kN

Valutare eventuali problemi di imbozzamento del pannello d’anima della colonna

OK


ESEMPIO NUMERICO


CALCOLO DEL MOMENTO RESISTENTE DEL GIUNTO

M RD = min { Fc,RD; Ft,RD; Vpl,RD } * z = Nc,RD * z = 184 * 0.29 = 53.36 kNm

La resistenza del giunto e’ governata dallainstabilita’ della colonna.

z = 0.29 m

321184 298


ESEMPIO NUMERICO

Calcolo della rigidezza rotazionale del giunto

= 1.115E7


ESEMPIO NUMERICO

Calcolo della capacita’ di rotazione del giunto


ESEMPIO NUMERICO

Classificazione del nodo

M j,RD = 53.36 kN*m

MF-S (beam) = 153 kN*m

MF-S (column) = 142 kN*m

53.36 > 0.25*MF-S

53.36 < 153

PARTIAL STRENGHT (a parzialeripristino)

Secondo la rigidezza rotazionale:

1.115 E+7 < 1.075 E+8

1.115 E+7 > 2.152E+6 SEMI-RIGID

Secondo la resistenza:

pinned

rigid


ESEMPIO NUMERICO

Nel caso in cui si voglia realizzare un giunto a completo ripristino:

•Inserimento di irrigidimenti per rinforzare la colonna:

•Irrigidimenti orizzontali: (le due forze concentrate in corrispondenza delle ali dellatrave sono assorbite dagli irrigidimenti stessi che in genere vengono realizzati dellostesso spessore delle ali della trave).

M RD = min { Fc,RD; Ft,RD; Vpl,RD } * z = Vpl,RD * z = 298.3* 0.29 = 86.5 kNm

Considerazioni


ESEMPIO NUMERICO

Nel caso in cui si voglia realizzare un guinto a completo ripristino:

•Inserimento di irrigidimenti per rinforzare la colonna:

•Irrigidimenti orizzontali + Irrigidimento obliquo:

M RD = Vpl,RD * z = 525* 0.29 = 152 kNm

Considerazioni

•irrigidimento di 15 mm di spessore (t);

•lavori solo per una larghezza corrispondente alla larghezza dell’ala della trave (b);


ESEMPIO NUMERICO

GIUNTO FLANGIATO

Extended end-plate connections


ESEMPIO NUMERICO

Unione saldata Unione flangiata

GIUNTO FLANGIATO


ESEMPIO NUMERICO


ESEMPIO NUMERICO

ESEMPIO APPLICATIVO (Tesi di Laurea Ing. Lorenzo Conversano)


ESEMPIO NUMERICO

RESISTENZA RIGIDEZZA

Ing. Lorenzo Conversano


ESEMPIO NUMERICO

0

50

100

150

200

250

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

M (kNm)

θ (rad)

TEST EC3

DIAGRAMMA MOMENTO-ROTAZIONE

Il nodo studiato corrisponde esattamente al nodo del test identificato nella SERICON data bankcome 109.003; le proprieta’ geometriche e le proprieta’ meccaniche sono quelle descritte inprecedenza. Il test e’ stato effettuato da Humer nel marzo del 1987 presso l’Institute of steelTimber Constrution della University of Innsbruck.


ESEMPIO NUMERICO

MODELLAZIONE AD ELEMENTI FINITI


NON LINEARITA’

Elementi:

• shell

• beam

• beam Point contact Tension

Materiale:

Elasto-plastico incrudente

Analisi: Statica non lineare

CARATTERISTICHE DEL MODELLO

0

50

100

150

200

250

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

M(kNm)

θ (rad)

Condizioni al contorno:

DX, DY, DZ

Anima colonna(SHELL)

Flangia (SHELL)

Ala trave (SHELL)

Anima trave(SHELL)

Bulloni (BEAM)

Ala colonna (SHELL)

(Ing.Conversano)UNIONE FLANGIATA



POINT CONTACT BEAM ELEMENT

Elementi BEAM di tipo Point contact conrigidezza a trazione nulla, cioè reagenti solo acompressione, per simulare il contatto tra lapiastra, a cui e’ saldata la trave.

MODELLAZIONE DEL CONTATTO PIASTRA - ALA DELLA COLONN A (Ing.Conversano)



Per ognuno dei diversi valori di rigidezza a compressione assegnati agli elementi si controlla lavariazione di distanza tra due punti collegati, uno appartenente alla piastra e uno all’ala dellacolonna.

Il valore che annulla totalmente la variazione di distanza tra i punti di controllo, che e’ statoutilizzato nell’analisi svolta, e assegnando tale rigidezza e possibile considerare gli elementiinfinitamente rigidi.

MODELLAZIONE DEL CONTATTO PIASTRA -ALA DELLA COLONN A(Ing.Conversano)



MODELLAZIONE DEL BULLONE

Beam(sezione del gambo del bullone)

“Beam” (elemento rigido, in grado di resistere solo a compressione, rigidezza a trazione nulla)



MODELLAZIONE DEL BULLONE



Tests of gusset plates performed at the University of Alberta

(Nast, Grondin and Cheng, 1999).

MODEL VALIDATION

•Thickness of 9.61 mm and ten bolt holes of diameter 24.3 mm.

•The model is fixed along the two perpendicular edges at the bottom and left.

•The analysis accounts for the nonlinearity of the material and large displacements.

•The material is bilinear elasto-plastic, with Young’s modulus of 215 GPa, yield strength of 410

MPa and tangent modulus of 2.15 GPa.

•The analysis uses true stress and true strain.



MODEL VALIDATION



MODEL VALIDATION

P = P0 cos α, where – 45° ≤ α ≤ 45°



CARATTERISTICHE DEL MODELLOUNIONE FLANGIATA

Pressione lineare sugli elementi SHELL del bordo superiore dell’anima della trave

(Ing.Conversano)



CARATTERISTICHE DEL MODELLOUNIONE BULLONATA CON FLANGIA DI ESTREMITA’

Analisi non lineari:

•Non linearita’ di materiale:

(Ing.Conversano)



CARATTERISTICHE DEL MODELLO

Analisi non lineari:

•Non linearita’ di geometria:

(Ing.Conversano)UNIONE FLANGIATA



CURVA M-θ

Analisi incrementale

(Ing.Conversano)



(Ing.Conversano)



(Ing.Conversano)



(Ing.Conversano)



(Ing.Conversano)



(Ing.Conversano)



0

50

100

150

200

250

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06

M (kNm)

θ (rad)

TEST

EC3

FEM

RESISTENZARIGIDEZZAMj,R

EC3 senza coeff. 106 kNmFEM 170 kNmTest 153 kNm

Sj,ini

EC3 senza coeff. 21000 kNm/radFEM 20584 kNm/radTest 17864 kNm/rad

UNIONE FLANGIATA_CONFRONTI

Mu



Configurazione 1 Configurazione 2 Configurazione 3

TRAVIIPE 400

L 9.14 m

Me 410.38 kNm

Mp 463.985 kNm

χp 0.00845 1/m

χu 0.25 1/m

COLONNE PIANI 1-2-3

HE 340 BH 1 5.33 m

H 2-3-4 4.2 m

Me 765.38 kNm

Mp 854.84 kNm

χp 0.0099 1/m

χu 0.2941 1/m

COLONNE PIANI 4-5-6-7

HE 280 BH 4.2 m

Me 488.48 kNm

Mp 544.57 kNm

χp 0.0121 1/m

χu 0.3571 1/m

COLONNE PIANI 8-9-10

HE 240 BH 4.2 m

Me 333.10 kNm

Mp 373.82 kNm

χp 0.0141 1/m

χu 0.4167 1/m

Acciaio S355

E 210000 N/mm2

fyk 355 N/mm2

fu 510 N/mm2

εu 5 %

εe 0.169 %

CARATTERISTICHE GEOMETRICHE E PROPRIETA’ DEI MATERIALI

Cerniera ideale

STUDIO DELLE CONNESSIONI IN UN TELAIO MULTIPIANO




Elementi Connection






0

200

400

600

800

1000

1200

0 0,5 1 1,5

Tag

lio a

l pie

de (

kN)

Spostamento (m)

Ideale

Semirigidi

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0,5 1 1,5

Tag

lio a

l pie

de (

kN)

Spostamento (m)

Ideale

Semirigidi

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0,5 1 1,5

Tag

lio a

l pie

de (

kN)

Spostamento (m)

Ideale

Semirigidi



UNIONE IN UN PONTE A STRUTTURALE RETICOLARE



RESISTANCE OF GUSSET PLATES:

�GUSSET PLATES IN TENSION

�GUSSET PLATES SUBJECT TO SHEAR

�GUSSET PLATES IN COMPRESSION

FHWA GUIDELINES, (2009)

26/67

[email protected]

RESISTANCE OF FASTENERS

�SHEAR RESISTANCE OF FASTENERS

�PLATE BEARING RESISTANCE AT FASTENERS

http://bridges.transportation.org/Documents/FHWA-IF-09 014LoadRatingGuidanceandExamplesforGussetsFebruary2009rev3.pdf


CRITICAL REVIEW OF THE FHWA GUIDELINES:• Stiffness of framing members , that increase the ultimate compression capacity of the gusset

plate;• Influence of the initial imperfections , that decrease the ultimate compression capacity of the

gusset plate;• Edge buckling vs. Gusset plates buckling , from that the importance of making consideration

not only on the length of the free edge, but also length of equivalent column is important forbuckling

40/67

[email protected]

Framing member stiffness

Gusset Plates

For LRFR and λ ≤ 2.25 (assumes δ ≤ L /1500)

What if δ > L /1500) ?


[email protected]

NIST Physical Infrastructure Program


FHWA SETUP**

[email protected]

[**] Iadicola M., Ocel J., Zobel R ., “Quantitative Evaluation of Digital Image Correlation for Large-Scale Gusset Plate Experiments”, IABMAS2012, Stresa, Lake Maggiore, Italy, July 8-12.


[email protected]

FHWA TEST, VIRGINIA (2010)


Advanced computing modeling

Hand calculation

[email protected]

7/28

FHWA, 2009

[email protected]


44/67

N. Nodes: 28330

n. Dof : 169980

n. Elements S4R and S3R: 27670

[email protected]

SUB-STRUCTURING ANALYSIS

Rigid link between these adjoining nodes isused to represent the rivet . The rigid linkelement is the ABAQUS *MPC BEAM which isa multi-point constraint that locks all the degreesof freedom together between the linked nodes.


Connection element 1 Connection element 2

Connection element 4

n. connection elements: 5

Each connection element has a 6x6 stiffness matrix

N. Nodes: 28330

n. Dof : 169980

n. Elements S4R and S3R: 27670

43/639/26

[email protected]



F

Fixed

FixedFixed

Fixed

M

FX DX,X; DX,Y; DXZ; RXX; RXY; RXZ

FY DY,X; DY,Y; DYZ; RYX; RYY; RYZ

FZ DZ,X; DZ,Y; DZZ; RZX; RZY; RZZ

MX DX,X; DX,Y; DXZ; RXX; RXY; RXZ

MY DY,X; DY,Y; DYZ; RYX; RYY; RYZ

MZ DZ,X; DZ,Y; DZZ; RZX; RZY; RZZ

[F]Flexibility

matrix

[K]Stiffness

matrix

D, R

Y

XZGlobal coordinates

46/6310/26

[email protected]



2.916E+07 2.476E+03 -2.329E+03 3.202E+03 4.158E+07 6.708E+05

2.482E+03 4.853E+08 1.001E+08 -6.117E+08 -5.404E+04 6.732E+03

-2.322E+03 1.001E+08 2.313E+09 -9.662E+07 1.397E+05 4.023E+04

3.198E+03 -6.118E+08 -9.664E+07 1.153E+09 -1.171E+05 -4.877E+04

4.159E+07 -5.402E+04 1.396E+05 -1.172E+05 2.287E+08 -7.205E+06

6.511E+05 6.757E+03 4.021E+04 -4.872E+04 -7.303E+06 5.518E+07

STIFFNESS MATRIX ELEMENT 3 IN LOCAL COORDINATES

Local coordinatesF

Fixed

FixedFixed

FixedY

XZ

D, R

Global coordinates

z

x

y

M

Local coordinates

48/67

[email protected]

SUB-STRUCTURING ANALYSIS – SIMPLIFIED LINEAR CONNECT ION MODEL


Stiffness matrix element 3 in global coordinates

F

Fixed

FixedFixed

FixedY

XZ

D, R

Global coordinates

M

1.24E+09 -9.06E+08 7.43E+02 4.97E+04 1.25E+02 -5.58E+08

-9.16E+08 1.57E+09 3.11E+03 -1.33E+05 -6.29E+04 -2.75E+08

7.24E+02 3.34E+03 2.91E+07 3.37E+07 2.41E+07 3.17E+03

5.04E+04 -1.33E+05 3.37E+07 1.60E+08 8.50E+07 -1.24E+05

1.93E+02 -6.30E+04 2.42E+07 8.50E+07 1.23E+08 -3.11E+04

-5.51E+08 -2.85E+08 3.23E+03 -1.23E+05 -3.09E+04 1.15E+09

47/6311/26

[email protected]

SUB-STRUCTURING ANALYSIS – SIMPLIFIED LINEAR CONNECT ION MODEL


[email protected]

Local coordinate

sF

Fixed

FixedFixed

Fixed

Y

XZ

D, R

Global coordinates

z

x

y

Local coordinate

s


El.3 Ux Uy Uz Rx Ry Rz

Fx 1.81E-03 1.26E-03 -2.59E-06 1.84E-06 1.71E-07 1.17E-03

Fy 1.26E-03 1.17E-03 -2.31E-06 1.70E-06 9.92E-08 8.88E-04

Fz -2.59E-06 -2.31E-06 2.07E-02 -3.48E-03 -1.65E-03 -2.28E-06

Mx 8.89E-08 8.19E-08 -1.68E-04 2.39E-04 -1.32E-04 8.52E-08

My -4.13E-08 -2.39E-08 3.98E-04 6.60E-04 -1.40E-03 6.65E-09

Mz 1.53E-04 1.15E-04 -2.96E-07 2.29E-07 -3.29E-09 1.51E-04


Fx 1.81E-03 1.26E-03 -2.59E-06 1.84E-06 1.77E-07 1.18E-03

Fy 1.26E-03 1.17E-03 -2.31E-06 1.70E-06 1.04E-07 8.90E-04

Fz -2.59E-06 -2.31E-06 2.07E-02 -3.49E-03 -1.67E-03 -2.29E-06

Mx 8.87E-08 8.16E-08 -1.68E-04 2.40E-04 -1.31E-04 8.51E-08

My -4.25E-08 -2.50E-08 4.01E-04 6.57E-04 -1.39E-03 4.90E-09

Mz 1.54E-04 1.16E-04 -2.97E-07 2.30E-07 -2.65E-09 1.52E-04

Detailed model

Connection elements model

Y

XZ

Y

XZ


Fx 4.03E-03 2.89E-03 0.00E+00 0.00E+00 0.00E+00 2.16E-03

Fy 2.89E-03 2.39E-03 0.00E+00 0.00E+00 0.00E+00 1.61E-03

Fz 0.00E+00 0.00E+00 1.22E-02 -4.26E-03 -2.57E-03 0.00E+00

Mx 0.00E+00 0.00E+00 -2.05E-04 1.54E-04 -2.85E-05 0.00E+00

My 0.00E+00 0.00E+00 6.18E-04 1.42E-04 -7.48E-04 0.00E+00

Mz 2.80E-04 2.09E-04 0.00E+00 0.00E+00 0.00E+00 2.01E-04

Beam elements model

Y

XZ

[email protected]


50/63

GLOBAL ANALYSIS, NONLINEAR ELASTO-PLASTIC MODEL

• Large strain-large displacement formulation, which is the default option for ABAQUS;

• Elasto-plastic material.

17/26

[email protected]

E = 199 GPa

Fy = 345 MPa

Fu = 610 MPa


K F,XX

K F,YY

K F,ZZ

K R,ZZ

K RXX

K R,XX

Y

XZ

K F,XX

K F,ZZ

K R,YY

K R,ZZ

K F,YY

K R,XX

FX – DX Curve

MX – RX Curve

FY – DY CurveFZ – DZ Curve

MY – RY CurveMZ – RZ Curve

Resistance – Element connection 3 - Global coordinate s

54/63

GLOBAL ANALYSIS, NONLINEAR ELASTO-PLASTIC MODEL18/26

[email protected]


ALL RIGID JOINT

U10 W

ALL RIGID JOINT + 1 SEMI-RIGID JOINT

NorthSouth

[email protected]

3D FINITE ELEMENT MODEL

Nodes: 1172Beam elements: 1849


56/67

NorthSouth

0

1

2

3

4

5

6

7

-0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0,0

Loa

d F

act

or

Dz (m)

RIGID JOINTS

SEMI-RIGID JOINT

Node at midspan

18/28

[email protected]

NONLINEAR ANALYSES RESULTS


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

-2,0E+07 -1,0E+07 0,0E+00 1,0E+07 2,0E+07 3,0E+07

Loa

d F

act

or

Axial Forces (N)

CONNECTION 1 CONNECTION 2 CONNECTION 3

CONNECTION 4 CONNECTION 5 AXIAL CAPACITY CONNECTION 1

AXIAL CAPACITY CONNECTION 2 AXIAL CAPACITY CONNECTION 3 AXIAL CAPACITY CONNECTION 4

AXIAL CAPACITY CONNECTION 5

57/6319/28

Compression Tension

[email protected]

NONLINEAR ANALYSES RESULTS


Deformed shape (scale displacement of 10) at the ultimate load (Pu) of 1.2+07 N

62/67

[email protected]

What is important to underline is not only thepossibility to catch the collapse due to the failure ofthe connection, but moreover to classify the causeof the collapse which, in this case, happenedbecause of the achievement for one of theconnection elements of the maximum capacity incompression.

CONCLUSIVE CONSIDERATIONS

Connection

member

Load

ratio

Tension or

compression

1 0.28 Compression

2 0.56 Tension

3 1.00 Compression

4 0.02 Tension

5 0.41 Tension


I-35W Bridge was subjected constantly to inspection to assess its safety but even with that peoplein charge did not notice that the bridge was about to fail. A future work could be to developparametric study on some particular shapes of gusset plates in order to identify some “critical”points where the monitoring of the out-plane displacements, could give to the owners of thebridges a warning of what it is happening in the connection. An idea of monitoring could have beendone with a technique of monitoring developed by NIST who focuses its research on two areas ofstructural health monitoring :

•development of non-destructive techniques ; and•analysis for determining the degraded condition of infrastructural components and thei rsubcomponents.

FURTHER DEVELOPMENTS

•FEA results•Results from monitoring **

[email protected]@uniroma1.it


•FHWA test



[email protected]


[email protected]

I-35W SAINT ANTHONY FALLS BRIDGE (September 2008)

There are 323 sensors that regularly measure bridge conditions such as deck movement, stress, and temperature


INFLUENZA DELLE CONNESSIONI SUL COMPORTAMENTO GLOBALE

DELLE STRUTTURE SOTTO FUOCO



Trave incernierata all’estremita’

q

DT

Trazione � Effetto catenaria

compression e� II ord. moment

tempo

Tem

pera

tura

Heating phase Cooling phase

Trazione

Compressione

tempo

For

zaas

sial

etr

ave

flashover




q

DT


compressione� II ord. moment

tempo

Tem

pera

tura


Trazione

Compressione

tempo

For

zaas

sial

etr

ave

flashover




q

DT


compressione� II ord. moment

tempo

Tem

pera

tura


Trazione

Compressione

tempo

For

zaas

sial

etr

ave

flashover



QUALE E’ IL COMPORTAMENTO DELLE CONNESSIONI IN ACCI AIO SOTTO L’AZIONE DEL FUOCO?

tempo

Tem

pera

tura


Tension

Compression

tempo

For

zaas

sial

etr

ave


Local buckling

1



tempo

Tem

pera

tura


Tension

Compression

tempo

For

zaas

sial

etr

ave


Sheared bolts



tempo

Tem

pera

tura


Tension

Compression

tempo

For

zaas

sial

etr

ave Stiff restraint to

horizontal movement

Ductile restraint tohorizontal movement

Dai risultati di tali test e’possibile confermare che larisposta della struttura e’essenzialmente dominata:

•dall’espansione termica;•dal degrado del materiale;•vincoli;

piuttosto che dai carichigravitazionali.



Trave semplicemente appoggiata Trave incernierata all’estremita’

q q

DT DT

Trazione � Effetto catenariabowing effect2

Espansione termica impeditaEspansione termica libera1



Trave semplicemente appoggiata Trave incernierata all’estremita’

q q

DT DT

Trazione � Effetto catenariabowing effect2

Espansione termica libera1


Espansione termica impedita

356x171x51 UB

4 m

CASO A: Cerniera – Carrello

CASO B: Cerniera - Cerniera



-1,80

-1,60

-1,40

-1,20

-1,00

-0,80

-0,60

-0,40

-0,20

0,000 400 800 1200 1600

Dy (m)

t (sec)

CASO A

CASO B

Compressione

Trazione

METODO DELLE COMPONENTI A TEMPERATURA ELEVATE


FORZA DI COMPRESSIONE

1


METODO DELLE COMPONENTI A TEMPERATURA ELEVATE


FORZA DI TRAZIONE

2


� Le connessioni sono in generale progettate per resistere a forze a temperaturaambiente che sono facilmente calcolabili. Tuttavia e’ stato visto che in condizioni diincendio la risposta strutturale degli elementi strutturali ad esse connesse generauna complessa variazione di forze per le quali le connessioni non sono statecertamente progettate .

� Le strutture dovrebbero essere progettata al fuoco cosi’ come si fa per vento e/osisma.

� La presenza di forza assiale , sia essa di compressione o di trazione , puo’ inficiareil comportamento strutturale del nodo in questione.



CONSIDERAZIONI

Education

CM - Crosti - Connessioni in Acciaio