V Gioncu 2000

Revista de Investigación Investigación de construcciones de acero 55 (2000) 125 ± 154

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estructuras enmarcadas. Ductilidad y sísmica respuesta Informe general V. Gioncu * Departamento de Arquitectura Arquitectura de la Universidad Universidad Politécnica Politécnica de Timisoara, Timisoara, 1900 1900 Timisoara, Rumania

Abstracto

El propósito de este informe i nforme general es revisar los trabajos de investigación del estado de la técnica para la ductilidad relacionados con la respuesta sísmica de las estructuras enmarcadas. La ductilidad requerida se determina en el nivel de comportamiento de la estructura completa, mientras que la ductilidad disponible se obtiene como comportamiento local de nodo (panel conjunto, las conexiones o miembro termina). La comprobación de la ductilidad puede-med PERFOR para cargas monótonas o sísmicas. Para cargas monotónicas, el método push-over se desarrolla en forma simpli®ed propuesto por Mazzolani y Piluso, sobre la base de un mecanismo global de plástico rígido. El resultado es la ductilidad requerida. De la misma manera, un mecanismo de plástico local se utiliza para determinar la ductilidad disponible. Para las cargas sísmicas, se enfatizan las diferencias entre cerca de código fuente y de gran terremotos, lo que induce a algunos modi®cation importante en la ductilidad requerida. Los factores relativos a las acciones sísmicas, tales como la velocidad y los ciclos de carga-ción, reducen la ductilidad disponible. Por último el uso de estos resultados, el diseñador es capaz de verificar si la ductilidad disponible di sponible es mayor que la ductilidad requerida. 2000 Elsevier Science Ltd. Todos los derechos reservados. palabras clave: ductilidad disponible; ductilidad requerida; Empuje-over método; método de tiempo-

historia; haz Standard; método de componentes

1. Introducción

En el diseño de estructuras enmarcadas para las acciones estáticas y sísmicas ingenieros han reconocido la necesidad de dar cuenta de los diferentes propósitos del diseño plástico. El análisis estático se s e representó con la redistribución fuerza inelástica en los cálculos de efectos de carga. Para el análisis sísmico, el interés se destina en la disipación de entrada seis* Tel .: 40-56-203125; fax:40-56-203125, 192,998. 0143-974X / 00 / $ - see front matter 2000 Elsevier Science Ltd. Todos los derechos reservados.

PII: S 0 1 4 3 - 9 7 4 X (9 9) 0 0 0 8 1 - 4

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la energía de micro. El parámetro de diseño básico en ambos enfoques es la ductilidad, con-sidered como la capacidad de la estructura para experimentar deformaciones plásticas grandes sin perder fuerza. En la práctica del diseño en general se acepta que el acero es un material excelente para ellos debido a la actuación en términos de ductilidad. Sin embargo, e mbargo, en las últimas décadas los especialistas han reconocido que la llamada buena ductilidad de las estructuras de acero puede ser, en algunas condiciones particulares, solamente un dogma, que se deriva de la realidad. De hecho, los recientes terremotos de la Ciudad de México (1985) Loma Prieta (1989) Northridge (1994) y Kobe (1995) han comprometido seriamente esta imagen idílica de acero como material perfecto para zonas sísmicas. En algunos casos el rendimiento de juntas de acero y miembros era muy malo y un gran daño se produjo, lo que demuestra que, en condiciones especiales, los presentes conceptos de diseño no son suf®ciently, siendo demasiado vagos para un diseño adecuado: se utiliza análisis global plástico ªWhen, los miembros deberán ser capaces de formar articulaciones plásticas con capacidad de rotación rotación suf®cient para permitir la redistribución redistribución requerido de momento de flexión para developº (EUROCODE 3, Sección 5.3.1). ªSuf®cient ductilidad local de los miembros o partes de los miembros de compresión se assuredº (EUROCODE 8, Sección 3.5.3.1). Estos dos ejemplos muestran algunas disposiciones muy inde®nite de códigos, para el diseñador estructural es esencial para tener una clara de®nition de lo ªsuf®cient capacityº rotación o medios locales ductilityº ªsuf®cient. Con el objetivo de suministrar estas carencias, los códigos contienen algunas normas de construcción, teniendo en cuenta que el ful®ll de ellos asegura una buena ductilidad.

En el pasado, una gran cantidad de trabajos de investigación se dedica al desarrollo de una metodología transparente que tenga en cuenta la ductilidad requerida, en funcción sobre las principales características de los movimientos de tierra y el comportamiento de la estructura completa, y la ductilidad disponible, dada por el comportamiento local de los nodos (paneles conjuntos, con-conexiones y miembro termina). El objetivo del diseño de la ductilidad es verificar si la ductilidad disponible es mayor que la ductilidad requerida. 2. La filosofía de diseño básico para la ductilidad

Antes de la década de 1960 la idea de la ductilidad sólo se ha utilizado para caracterizar caracterizar el comportamiento del material, después de los estudios de Baker en el diseño de plástico y la investigación de Housner trabaja en problemas de terremotos, este concepto se ha extendido a nivel de estructura y está asociada con las nociones de resistencia y rigidez de toda la estructura. Pero después de años de uso de este concepto hoy en día sigue siendo un parámetro ambigua. En la práctica de diseño de plástico de las estructuras, ductilidad de®nes la capacidad de una estruc-tura de someterse a deformaciones después de su rendimiento inicial sin ninguna reducción signi®cant en resistencia a la rotura. La ductilidad de una estructura permite la predicción de la capacidad última de una estructura, que es el criterio más importante para el diseño de estructuras bajo cargas convencionales. En la práctica de diseño sismorresistente, el término ductilidad se utiliza para evaluar el desempeño sísmico de estructuras, mediante la indicación de la cantidad de la energía sísmica que puede ser disipado a través de deformaciones plásticas. El uso del concepto de ductilidad da la posibilidad de reducir las fuerzas sísmicas de diseño


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y permite la producción de algunos daños controlada en la estructura, también en caso de sismos fuertes. Los siguientes tipos de ductilidad se utilizan ampliamente en la literatura (Fig. 1): ductilidad material o ductilidad axial, que caracteriza el plástico materiales DEFOR-mations; O Sección transversal ductilidad, o ductilidad curvatura, que se refiere al plástico DEFOR-mations DEFOR-mations de sección transversal, teniendo en cuenta la interacción entre las partes que componen componen la sección transversal transversal en sí; O ductilidad miembro, o ductilidad rotación, cuando las propiedades de miembro son con-sidered; con-sidered; O ductilidad estructura, o ductilidad de desplazamiento, que considera el comportamiento comportamiento de toda la estructura. O

En la Fig. 1 el subíndice u se refiere a la deformación deformación máxima máxima (cepa, la curvatura, curvatura, la rotación

Figura 1. tipos de ductilidad.

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o desplazamiento), mientras que el subíndice yindica la deformación correspondiente para ®rst rendimiento. Haciendo referencia a la deformación máxima, el colapso de un elemento puede ser alcanzado por deformaciones plásticas limitados por pandeo (Fig. 2 (a)) o por fractura (Fig. 2 (b)) de algunos componentes. Por lo tanto, la ductilidad puede ser: deformación ductilidad, cuando el colapso es debido al pandeo de un elemento comprimido; O fractura ductilidad, cuando el colapso es el resultado de la fractura de un elemento de tensado. O

Hay muchos problemas discutibles en los de®nitions anteriores, debido al hecho de que tienen de®nition precisa y cuantitativa significado sólo para el caso de monótona y comportamiento lineal elasto-plástico perfecto. Su uso en casos reales, donde el comportamiento estructural difiere signi®cantly de los idealizados, conduce a mucho ambi-güedad y la confusión [1]. Una de las confusiones más signi®cant es para juzgar la ductilidad estructura de acero de acuerdo con la ductilidad de material, obtenida por un ensayo de tracción uniaxial para monotoning carga. Uno debe ser consciente del hecho de que el resultado obtenido a partir de pruebas axiales no representa el comportamiento real de acero en una estructura. Para las condiciones de no normales, como la variabilidad no controlada aleatoria de tensión de fluencia, temperaturas reducidas, shock-carga, ataque terremoto, muchos del buen desempeño de acero se pueden perder por una erosión de las propiedades nativas (Fig. 3). Los factores in¯uenc-ing esta erosión se presentan en la Fig. 4, que se divide en factores de elementos (materiales, sección transversal, miembros) y los factores de conjuntos (zonas de panel, anges de columna, conexiones) [2]. Para la evaluación de la ductilidad requerida es necesario recopilar información sobre las características de un posible terremoto en el sitio de la estructura. Debido a la coincidencia o casi coincidencia de los períodos naturales de los movimientos del terreno y los períodos fundamentales de la estructura, un ampli®cation de la ductilidad requerida se produce (Fig. 5). Recientemente se ha realizado un progreso signi®-cant en el desarrollo y aplicación de inno-

Figura 2. Deformación y fractura ductilidades.


Fig. 3.

Fig. 4.

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La erosión de las propiedades del acero nativos.

Factores in¯uencing la ductilidad disponible.

Ative sistemas de protección sísmica, la reducción de este ampli®cation. Los factores Inu-ferencias la ampli®cation de movimientos de tierra se presentan en la Fig. 6. La ductilidad requerida se in¯uenced directamente por los movimientos de tierra (fuente, distancia de la fuente, las condiciones del sitio) y los sistemas estructurales (fundaciones, tipos de estructura , elementos no estructurales).

130


Fig. 5.

Fig. 6.

Ampli®cation de la ductilidad requerida.

Factores in¯uencing la requieren ductilidad.

La ductilidad de una estructura es proporcionado por satisfacer el criterio estado límite: re un

gr a

_gramoFrer

(1)

m o m

etro

donde Dun se la ductilidad disponible determina a partir de la deformación plástica local y Dr , Es la ductilidad requerida obtenido a partir del comportamiento global de la estructura de plástico. Los factores parciales de seguridad g metro para la ductilidad y g disponiblesF ductilidad requerida para el mosto


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se determinará teniendo en cuenta la dispersión de los datos con una media más una desviación típica y las incertidumbres en las capacidades disponibles y necesarios. Los valores de gmetro1,3 y gF1,2 se propone para este veri®cation, si la ductilidad se obtiene por la ductilidad de deformación. Si los resultados de ductilidad disponible de fractura, un mayor valor para g F debe ser utilizado (es decir, g F1.5). En un esfuerzo por desarrollar métodos basados en la ductilidad, es evidente que se requiere la evaluación de la respuesta inelástica. Por momento resistente marcos (MFR) deformaciones inelásticas corresponden a la formación de rótulas plásticas en las posiciones localizadas. por lo tanto disponible ductilidad se asocia con la capacidad de rotación de las bisagras de plástico. Éste puede estar localizado en uno de los componentes de nodo: zona de panel, las conexiones o extremos miembros. Debido a la multitud de in¯uencing parámetros una vista macroscópico del nodo en subdividirlo en componentes básicos individuales ha demostrado ser el más apropiado. Este enfoque para la determinación de la ductilidad local se conoce como el método de componentes [3]. ductilidad requerida por el contrario se asocia con el comportamiento global que es una función del miembro de rótulas plásticas, así como la cantidad de rotación de plástico que se someten. Para el análisis de plástico de un bastidor de momento resistente, los métodos disponibles para el diseñador son o bien monótonas análisis no lineales estáticos (tipo empujar-over) o tiempo-historia dinámica análisis (Fig. 8). Por supuesto, los últimos son más eficaces, pero requieren programas informáticos especiales que no están disponibles para todos los of®ces diseño. Al mismo tiempo, los métodos tiempo-historia son grandes tiempo de cálculo con-consumidor y son muy caros. Los métodos de empuje en off, si las condiciones de cargas y comportamiento local están diseñados adecuado, pueden proporcionar información suf®cient en el comportamiento esperado para fines de diseño.

Fig. 7.

metodología componente.

132


Fig. 8.

Push-una y otra vez la historia-análisis.

3. Ductilidad bajo carga monotónica

Comprobación de la ductilidad estructura, hay tres problemas que deben resolverse: (i) el comportamiento global determinado por análisis de empuje-over, en la que se obtienen los ductilidades solicitada de componentes; (Ii) el cálculo de ductilidades disponibles de componentes; (Iii) Evaluación de los ratios de ductilidad necesarios / disponibles para todos los componentes. 3.1. ductilidad requerida

Para determinar el análisis push-sobre la ductilidad requerida se utiliza. La estructura se somete a cargas laterales incrementales, usando uno o más patrones de carga predeterminadas de fuerzas horizontales. Estos patrones de carga se supone que unir la carga lateral Distri-buciones que se producirán cuando la estructura se somete a los terremotos que causan deformaciones inelásticas signi®cant. La determinación de este patrón es una tarea muy dif®cult, porque depende de la inuencia de modos de vibración superiores y la formación de la bisagra de plástico pro-progresiva. Para cualquier distribución dado el comportamiento estático se de®ned por el patrón de carga, una, lo que aumenta de forma monótona, y el desplazamiento sacudimiento superior, d [4]. La respuesta de la estructura bajo horizontal monotónica está completamente descrita por la curva de comportamiento a ± d (Fig. 9). La curva de comportamiento comprende cuatro ramas. yY dy. La segunda parte es un no lineal uno debido al proceso de formación de bisagra de plástico y la capacidad plástica redistribución hasta el multiplicador máximo unamáx y el desplazamiento correspondiente d máxse alcanzan. La tercera parte es un ablandamiento


Fig. 9.

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comportamiento de la estructura bajo carga monotónica.

rama y se caracteriza por el hecho de que la estructura es todavía indeterminada y el proceso de formación de la bisagra de plástico está en curso hasta que se forma un mecanismo cinemático, correspondiente al desplazamiento d máx. Esta parte está estrictamente relacionada con el tipo de mecanismo de colapso y la magnitud de las cargas verticales. La parte final describe el colapso de la estructura. Después de alcanzar ®rst rendimiento, una rotación de plástico de plástico formado sucesivamente bisagras se desarrolla. Todas estas bisagras de plástico deben ser supervisados porque en muchos casos distintos del ®rst desarrolla el valor máximo. Una metodología para el análisis simpli®ed push-sobre basado en el colapso de plástico rígido

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mecanismo es desarrollado por Mazzolani y Piluso [5], mediante la sustitución de la curva real con una tri-lineal (Fig. 10). La parte ®rst es uno elástico y corresponde a un comportamiento lineal. La curva de equilibrio de mecanismo de colapso se determina por segundo orden análisis rígida de plástico y puede ser descrito por la siguiente relación de buque: un_un0 _gramosre

(2)

en el que una0, Es el multiplicador de colapso de las fuerzas horizontales sísmicas, obtenido por un análisis rígido-plástico y g ses la pendiente de la curva de equilibrio mecanismo liniarized, determinado en función del tipo de mecanismo. La cúspide producido por el Intersec-ción de la curva de la curva y el mecanismo de equilibrio elástico es cortada por una línea recta horizontal, correspondiente a un punto de la curva de mecanismo de equilibrio con un desplazamiento balanceo igual a 2,5 veces el desplazamiento elástico. La rotación requerida de las bisagras de plástico se puede determinar por la relación: 1 q _ PR

ARID O0(reu _rey)

(3) donde H0es la suma de las alturas de entrepiso de stroreys que participan en el mecanismo de colapso. El valor de desplazamiento máximo se puede determinar en mismo nivel de cargas últimas, que corresponden a diferentes criterios de rendimiento (operativos, vida segura, cerca de colapso). En cuanto a los mecanismos de colapso de marcos bajo fuerzas horizontales Mazzolani

Fig. 10.

Tri-lineal simpli®ed curva de fuerza-desplazamiento.


Fig. 11.

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tipos de mecanismo de plástico.

y Piluso [6] han establecido tres tipos principales (Fig. 11), el mecanismo de plástico mundial ser un caso particular de segundo mecanismo de tipo. En esta cifra que represente también se muestra la parte activo de la altura de la estructura. En el objetivo de obtener uno de los tres mecanismos de plástico de la filosofía de diseño debe tener en cuenta que las deformaciones inelásticas se producen en las vigas o columnas. En función, la posición de rótulas plásticas resultados en los casos de fuerte columna ± diseño de la viga débil (SC ± WB, el haz se detalla a ser más débil que las columnas contiguas) y la columna débil ± diseño de la viga fuerte (WC ± SB, la columna siendo considerado los miembros de someterse a deformación plástica). Para una distri-bución de cargas sísmicas correspondientes al modo de vibración ®rst, los Duc-tilities requeridos para los dos tipos de mecanismo se representan en la Fig. 12 (después de Bertero y Bertero

Fig. 12.

ductilidades requeridos para SC ± WI3 y WC ± SB.

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[7]). Se puede observar que el sistema de WC ± SB da muy grandes ductilidades necesarios, especialmente para estructuras con períodos de vibración de gran tamaño. El método push-over es relativamente sencillo de implementar, pero contiene una gran num-ber de suposiciones y aproximaciones que pueden ser razonable en algunos casos y no razonable en otros. Especialmente, en el caso en que los modos de vibración superiores tienen efectos importantes, los resultados obtenidos pueden ser muy lejos del comportamiento real de las estructuras. Por lo tanto, la interpretación de los resultados debe realizarse en el contexto de los usados supuestos [8].

3.2. disponible ductilidad Para ductilidad disponible, obtenido como una ductilidad local, la filosofía de diseño debe tener en cuenta que las deformaciones inelásticas se producen en uno o más de los tres componentes de un haz de nodo, es decir, o columna extremos, las conexiones y zonas de panel (Fig. 13). códigos modernos imponen que la deformación plástica debe ocurrir sólo en los extremos de la viga y las bases de la columna, sin tener en cuenta los paneles conjuntos, incluso si es bien conocido que estos muestran un comportamiento estable bajo deformaciones de corte de plástico. Pero en realidad las condiciones requeridas (la capacidad de la junta debe ser 20% más fuerte que los miembros adyacentes) no aseguran el comportamiento elástico de las articulaciones y, como consecuencia, la zona de panel puede ser en algunos casos el componente más débil de articulación. Resultados de la llamada zona de panel

débil ± fuerte sistema de columna (WP ± SC), en el que las zonas de panel están diseñados para ser el elemento más débil del nodo y se espera que las deformaciones inelásticas que ocurra en zonas de panel. La Fig. 14 muestra el proceso de revelado de la bisagra de plástico en un marco en la función de las relaciones de junta del panel y los miembros momento [9]. Los círculos blancos indican que los rendimientos de los paneles se producen en las articulaciones y los círculos en blanco el desarrollo de rótulas plásticas en los miembros. Teniendo en cuenta la variabilidad de las cualidades materiales caso de reducción del momento plástico de paneles conjuntos se espera. Los círculos blancos indican que los rendimientos de los paneles se producen en las articulaciones y los círculos en blanco el desarrollo de rótulas plásticas en los miembros. Teniendo en cuenta la variabilidad de las cualidades materiales caso de reducción del momento plástico de paneles conjuntos se espera. Los círculos blancos indican que los rendimientos de los paneles se producen en las articulaciones y los círculos en blanco el desarrollo de rótulas plásticas en los miembros. Teniendo en cuenta la variabilidad de las cualidades materiales caso de reducción del momento plástico de paneles conjuntos se espera.

Fig. 13.

Componentes de nodos marco.


Fig. 14.

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Rótulas plásticas en los paneles de las articulaciones y los fines miembros.

Por lo tanto, uno puede ver que la neglection de deformaciones plásticas de una instancia común en el análisis de marco es un error de cálculo. La ductilidad de los miembros es un otro conflicto entre las disposiciones de código y los investigadores, en relación con el uso de ductilidad determinado en el nivel de sección transversal (como en EUROCODE 3) o es necesario el uso de la ductilidad de los miembros según lo propuesto por Mazzolani y Piluso [10] y Gioncu y Mazzolani [11]. Las disposiciones del código son particularmente cualitativa, por lo que este procedimiento es inadecuado para una metodología en la que la ductilidad disponible es comparada con la requerida. Un ductilidad disponible adecuada debe determinarse teniendo en cuenta que los miembros y las articulaciones pertenecen a una estructura con un comportamiento complejo. Pero esta es una tarea muy dif®cult debido al gran número de factores in¯uencing el comportamiento del miembro real y conjunta. Por lo tanto es importante para simplificar el análisis mediante el uso de elementos reales sustituto simple con un comportamiento similar [12]. Para un miembro, esto es el haz estándar, determinado en una estructura por la posición de in¯ection puntos (Fig. 15). Por lo tanto, la estructura real puede ser reemplazado por una combinación de vigas estándar para los que la ductilidad se puede determinar por separado. Hay dos tipos estándar de haz, la ®rst, SB1, con una carga concentrada central para los haces de bajo gradiente de momento, y el segundo, SB2, con la carga distribuida de momento cuasiuniforme. El Duc-tilidad miembro está determinada por la capacidad de rotación de un haz estándar utilizando la curva de rotación momento (Fig. 16 (a)). Las fórmulas para calcular la capacidad de rotación disponible está dada por: determinado en una estructura por la posición de in¯ection puntos (Fig. 15). Por lo tanto, la estructura real puede ser reemplazado por una combinación de vigas estándar para los que la ductilidad se puede determinar por separado. Hay dos tipos estándar de haz, la ®rst, SB1, con una carga concentrada central para los haces de bajo gradiente de momento, y el segundo, SB2, con la carga distribuida de momento cuasi-uniforme. El Duc-tilidad miembro está determinada por la capacidad de rotación de un haz estándar utilizando la curva de rotación momento (Fig. 16 (a)). Las fórmulas para calcular la capacidad de rotación disponible está dada por: determinado en una estructura por la posición de

in¯ection puntos (Fig. 15). Por lo tanto, la estructura real puede ser reemplazado por una combinación de vigas estándar para los que la ductilidad se puede determinar por separado. Hay dos tipos estándar de haz, la ®rst, SB1, con una carga concentrada central para los haces de bajo gradiente de momento, y el segundo, SB2, con la carga distribuida de momento cuasi-uniforme. El Duc-tilidad miembro está determinada por la capacidad de rotación de un haz estándar utilizando la curva de rotación momento (Fig. 16 (a)). Las fórmulas para calcular la capacidad de rotación disponible está dada por: y la segunda, SB2, con la carga distribuida de momento cuasi-uniforme. El Ductilidad miembro está determinada por la capacidad de rotación de un haz estándar utilizando la curva de rotación momento (Fig. 16 (a)). Las fórmulas para calcular la capacidad de rotación disponible está dada por: y la segunda, SB2, con la carga distribuida de momento cuasi-uniforme. El Duc-tilidad miembro está determinada por la capacidad de rotación de un haz estándar utilizando la curva de rotación momento (Fig. 16 (a)). Las fórmulas para calcular la capacidad de rotación disponible está dada por: q qr rp

Run q p

_

q p

(4) _ ag _1 donde qrpes la última rotación de plástico; q pag es la rotación correspondiente a la bisagra de plástico ®rst y qr es la rotación final total. El problema de la evaluación de la capacidad de rotación ha sido recientemente de interés primario, como testi®ed por los numerosos artículos publicados, presentando diferentes métodos que pueden ser classi®ed en los métodos theor-etical (basado en el uso de FEM, o la integración de la momento- curvatura ag

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Fig. 15. vigas estándar.

Fig. 16. capacidad de rotación de la viga estándar.


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relación), métodos aproximados (Basado en el uso del mecanismo de plástico colapso), y métodos empíricos (basado en el análisis estadístico de los ensayos experimentales). Entre estos métodos, el método del colapso del mecanismo de plástico parece ser la más adecuada para los propósitos de diseño. Sobre la base de esta metodología un programa de ordenador DUCTROT (ductilidad de rotación) fue desarrollado en INCERC Timisoara [13]. Fig. 16 (b) muestra dos de los mecanismos de plástico utilizados para la determinación de las capacidades de rotación. La comparación de los datos teóricos y experimentales muestra una buena correspondencia [12]. El uso de este programa de ordenador permite la elaboración de los miembros de las clases miembro de ductilidad como las propuestas de Mazzolani y Piluso [10]; alta ductilidad R_7,50, ductilidad medio 4,5_ R _7,50, baja ductilidad 1,5_ R _4.5. La Fig. 17 muestra el clasificacioÂn de un I-pro®le en función de las clases de la sección transversal y clases de miembros. Es muy claro que no existe una buena correspondencia entre estos dos classi®cations. La ductilidad articulación depende de la importancia de todos los comportamientos de componentes (Fig. 18). Para juntas soldadas la ductilidad está dada por la deformación por cizallamiento de plástico, por aplastamiento de web de panel conjunto o fractura de la soldadura, mientras que para uniones atornilladas los resultados de ductilidad de deformaciones plásticas hasta la fractura de los anges de columna, elementos de conexión (es decir, placas de extremo) o por fractura de pernos o soldaduras. La ductilidad de las articulaciones también se puede determinar usando los mecanismos de plástico locales (Fig. 19). Una extensión del programa de ordenador DUCTROT, para incluir la ductilidad de las articulaciones, está trabajando ahora.

Fig. 17.

Inuencia de parámetros geométricos sobre la capacidad de rotación.

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Fig. 18.

Fig. 19.

tipos de colapso conjunta.

mecanismo plástica local para el colapso conjunta.

Los resultados nodo de ductilidad de la comparación de miembros y componentes de la junta. El más débil de ellos decide la ductilidad nodo. Una comparación entre las capacidades momento del panel conjunto y la viga se muestra en la Fig. 20. El haz se realiza de pro®les IPE, las columnas, de pro®les HEB. La cifra que represente la da la posibilidad de decidir cuál de ellos, el haz o el panel, es el componente más débil y caracteriza la ductilidad nodo.


Fig. 20.

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colapso nodo.

Los últimos grandes eventos sísmicos han demostrado que la concentración de rótulas plásticas en las articulaciones conduce a una fractura frágil de las soldaduras o pernos. Por lo tanto, se dedican grandes esfuerzos en el último período de de®ne diferente adecuada detallando de las articulaciones capaces de proporcionar un comportamiento más satisfactoria [14]. La Fig. 21 (a) muestra el nuevo tipo de conjunto en el que se proponen dos soluciones, tanto de ellos basados en la idea para mover la parte de plástico de la bisagra de distancia desde la interfaz de la columna de haz, en el ®eld donde las soldaduras o pernos no lo hacen determinar el comportamiento nodo. Esta solución puede obtenerse por el debilitamiento de la viga speci®c cerca a la conexión por el recorte de los anges de haz (perro ± solución hueso, [15]) o mediante el fortalecimiento de la viga speci®c cerca de la conexión mediante la adición de nervaduras verticales o placas de cubierta . La creciente ductilidad en estas dos soluciones se presentan en la Fig. 21 (b). 3.3. proporciones de ductilidad necesarios / disponibles

Para la evaluación de las relaciones de ductilidad necesarios / disponibles [5] se utilizan los marcos analizados por Maz-Zolani y Piluso. La rotación plástica de rótulas plásticas para vigas y columnas se determinan. Dos ductilidades requeridos se determinan para el colapso seguro y cerca vivo, sobre la base de la filosofía de diseño de diseño basado en el desempeño terremoto. Los marcos analizados son: G ± MRF que se ha demostrado por medio de segundo diseño de la orden de plástico para formar mecanismo global, y S ± MRP, que ha sido dimensionada sobre la base del criterio jerarquía miembro. Uno puede ver, (Fig. 22) que los ductilidades requeridos para vigas son más pequeñas en todos los casos que los ductilidades disponibles.

142


Fig. 21. Debilitamiento y fortalecimiento de los extremos de la viga.


Fig. 21. (continuación)

143

144


Fig. 22.

Requerido y ductilidades disponibles.

A cambio de columnas, en el caso de G ± MRF la condición (1) se satis®ed sólo para la vida segura y en el caso de S ± MRF la ductilidad disponible es menor que la ductilidad requerida para ambos niveles de veri®cation.

4. Ductilidad bajo carga sísmica

Para la comprobación de la relación (1) en las condiciones de carga sísmica se deben considerar algunos modi®cations importantes para los ductilidades requeridos y disponibles. Para la ductilidad requerida, puede producirse una ampli®cation de valores determinados estáticas mientras que para la ductilidad disponible estática una erosión debe ser determinada en función de las características de movimiento de tierra.


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4.1. ductilidad requerida

Para la ductilidad requerida, se obtuvo alguna información nueva muy importante durante los últimos años. Debido al desarrollo de una amplia red de instrumentación en todo el mundo, especialmente en los países afectados sísmicos y debido a algunos terremotos que se produjeron cerca de las áreas pobladas muy densas (Imperial Valley, 1979, Wittier Narrows, 1987, Loma Prieta de 1989, Northridge , 1994, Kobe, 1995), hay una gran cantidad de mediciones de movimiento del suelo para diferentes distancias de las fuentes y para diferentes condiciones del lugar. Esta nueva situación ofrece la posibilidad de revelar un nuevo concepto en el diseño estructural, que fue descuidado en el concepto actual: las diferencias en el movimiento del suelo y en el comportamiento de las estructuras entre cerca y lejos de fuente de código ®elds [17], (Fig . 23 (a)). Para los terremotos de Europa, más del 60 por ciento se encuentra en el rango de 4 ± 14 km y las acciones de cerca de código de tipo tierra-terremoto es de importancia ®rst para el diseño estructural. Por desgracia, los movimientos del terreno y los métodos de diseño adoptadas en los códigos se basan principalmente en los registros de aceleración obtenidos del ®eld gran fuente, siendo incapaz de describir de manera adecuada la acción terremoto en el ®eld cerca de código. Por lo tanto, a este respecto, una estructura puede estar situado en tres posiciones diferentes, que produjeron diferente ampli®cation de ductilidades, del sitio local, intermedio in situ o del sitio remoto, (Fig. 23 (b)). Las diferencias en las ser incapaz de describir de manera adecuada la acción terremoto en el ®eld cerca de código. Por lo tanto, a este respecto, una estructura puede estar situado en tres posiciones diferentes, que produjeron diferente ampli®cation de ductilidades, del sitio local, intermedio in situ o del sitio remoto, (Fig. 23 (b)). Las diferencias en las ser incapaz de describir de manera adecuada la acción terremoto en el ®eld cerca de código. Por lo tanto, a este respecto, una estructura puede estar situado en tres posiciones diferentes, que produjeron diferente ampli®cation de ductilidades, del sitio local, intermedio in situ o del sitio remoto, (Fig. 23 (b)). Las diferencias en las

Fig. 23.

tipos de terremotos y ductilidades requeridos.

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características principales de cerca-fuente y de gran fuente se presentan en la Fig. 24: dirección de culpa ruptura propagación vs strati®cation sitio, el pulso de velocidad vs carga cíclica, componentes verticales importantes vs los moderados, de alta velocidad de los movimientos del terreno vs los moderados. Como consecuencia de estas diferencias en los movimientos del suelo, a continuación, son algunos modi®cations importantes en las ductilidades requeridos para cerca y terremotos lejos ®eld, (Fig 25). [17]: inuencia de mayores modos de vibración vs vibración ®rst modo, el aumento de las fuerzas axiales debido a los componentes verticales vs insignificante creciente, mayor ductilidad

Fig. 24.

Cerca y terremotos, las características principales de gran fuente.


Fig. 25.

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Cerca y lejos de fuente comportamiento de la estructura.

demandas de la parte superior de la estructura vs demandas de ductilidad en la parte inferior, aumentando de plantas derivas debido a las altas velocidades vs valores normales. El inuencia de la velocidad del tipo de pulso de terremotos cerca de código se estudia utilizando un acelerograma arti®cial generado caracterizado por las aceleraciones, período de pulso y el número de impulsos de [18]. La Fig. 26 muestra los espectros para el movimiento horizontal, en comparación con un espectro de EC8. Se puede observar que los valores EC8 no cubren el alto ampli®cation en el rango de períodos estructura reducidos. A cambio, estos valores son demasiado grandes para períodos de media y alta estructura como la de las estructuras de acero.

Inuencia del período de impulso en las demandas de ductilidad se estudia en la Fig. 27, [18].

148


Fig. 26. Spectra de impulso de velocidad temblores.

Fig. 27. Inuencia de periodos de impulso de velocidad.


149

Los períodos periodo natural de estructuras analizadas es: T 11,72 s, t20,61 s, t30,35 s. La estructura se analizó para determinar un nivel de aceleración de unagramo0,35 g con el drenaje ± programa de ordenador 2D. Uno puede ver muy claramente la inuencia de diferentes modos de vibración: para los períodos de impulsos cerca al modo segundo de la vibración, la ductilidad requerida se concentra en la parte superior de la estructura, mientras que para los periodos de impulsos cerca a modo de vibración ®rst, las demandas máximas de ductilidad se produce a nivel ®rst. Los ductilidades requeridos resultantes de la segunda modalidad de vibración son más reducidos que los obtenidos en el modo de vibración ®rst. Teniendo en cuenta que los movimientos de tierra de impulsos en las regiones cerca de código son por lo general entre 0.3¼0.6 s, los resultados son que, para los marcos flexible, el segundo modos de vibración pueden tener un muy gran inuencia en el comportamiento de la estructura. Esta consideración se con®rmed por los resultados obtenidos usando accelerogrames registrados en cerca y de lejos ®eld-[18]. Para terremotos cerca de código un factor muy importante que afecta la ductilidad requerida es la creciente de las fuerzas axiales en las columnas debido a las componentes verticales de movimientos de tierra, que pueden ser rallador que los componentes horizontales. La cada vez mayor de las fuerzas axiales en las columnas de nivel ®rst se presenta en la Fig. 28, en función de un número de plantas, después de Papaleontiou y Roesset [19] y Papazoglou y Elnashai [20], para los registros de Loma Prieta Capitola con unav/unMARIDO1.11. 4.2. disponible ductilidad

Para la ductilidad disponible, es posible utilizar los valores determinados para la carga monótona, pero introduciendo algunas correcciones que tengan en cuenta la erosión debida al sísmica

Fig. 28.

Inuencia de los componentes verticales.

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características de carga, (Fig. 29). Los principales factores que pueden reducir la ductilidad monotónica se presentan en la Fig. 30. Uno de los factores principales es la velocidad de movimientos de tierra, que puede ser muy alta en una zona cercana a la fuente. Las altas velocidades de producir un aumento de la tensión de tasa, con el efecto de aumentar de la relación de rendimiento [21]: y

r _ y

F u

(5)

Para muy altas cepa de tasas de esta relación es de cerca de 1 y los elementos no tienen condición

Fig. 29.

La erosión de la ductilidad disponible.


Fig. 30.

151

Factores de erosión ductilidad.

para desarrollar bisagras de plástico. Por lo tanto, las fracturas frágiles pueden ocurrir en unos miembros o articulaciones. Otro factor importante in¯uencing la ductilidad es la carga sísmica en bicicleta. En comparación con las cargas monotónicas la envolvente de cargas cíclicas muestra una disminución de la capacidad de rotación que el efecto de la acumulación de deformaciones plásticas [12]. El número de excursiones de plástico juega un papel importante en la erosión de la ductilidad determinado monótona. Es muy bien conocido que en el caso de una zona cercana a la fuente del ciclo ®rst o segunda es la más devastadora [22] mientras que para zonas alejadas de código, especialmente para suelos blandos, hay 5 ± 10 ciclos con deformaciones plásticas en las estructuras, produciendo una acumulación de deformaciones plásticas o tensiones residuales, fenómeno que induce una importante reducción de la ductilidad local. 4.3. Comparación de ductilidades requeridos y disponibles

La comprobación de la ductilidad de las vigas es generalmente una operación ordinaria sin problemas especiales. Dif®culties se producen en la comprobación de la ductilidad de las columnas. Para una ordinaria marcos resistentes a momento en caso de que el efecto de modo de vibración ®rst es determinante, la variación de momento de flexión se presenta en la Fig. 31 (a), con una variación de doble curvatura de la altura de las plantas. La ductilidad aumenta disponibles en cada nivel, debido a la disminución del efecto de las fuerzas axiales, mientras que la ductilidad requerida tiene el valor máximo en la planta ®rst, debido a la deformación de tipo cizalla. Por lo tanto, el desacuerdo entre ductilidades requeridos y disponibles puede ocurrir en el marco ®rst plantas. Para las tramas especiales

resistentes a momento, las dimensiones de las columnas se incrementan para obtener un mecanismo mundial.

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Fig. 31.

Requerido y ductilidades disponibles.

a la variación momento una curvatura, la Fig. 31 (b). Así, si por algunas diferencias entre el diseño y la hipótesis actual, (es decir, sobre la distribución de fuerzas horizontales que produce el mecanismo global) las bisagras de plástico se pueden producir en las columnas, y son menos dúctiles que los marcos ordinarios, siendo una fuente potencial de estructura colapso. En estos casos, la segunda vibración interactúa con el modo ®rst (el caso de terremotos cerca de código) el diagrama de momento de flexión muestra irregularidades de la variación en la altura del marco medio [23], que inducen una reducción dramática de la ductilidad disponible en este región. Porque justo en este lugar la ductilidad requerida tiene un máximo, el colapso del edificio puede ocurrir debido a la falta de ductilidad suf®cient. Este fue un fenómeno común durante el terremoto de Kobe, donde,


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5. Conclusiones

las disposiciones del código de hoy para garantizar una ductilidad estructura suf®cient se basan en el cumplimiento de algunas normas constructivas. Por lo tanto, el nivel de ductilidad logrado no se calcula formal y la ductilidad inherente no se reconoce. Debido a este hecho, durante los últimos terremotos severos muchas estructuras de acero fueron dañadas, siendo la regla que detalla insuf®cient para asegurar una buena ductilidad general. El reciente desarrollo de concepto de diseño avanzado se basa en el objetivo de procionar una estructura con una ductilidad suf®cient, de la misma forma que para la resistencia y rigidez utilizando una metodología cuantitativa. El método desarrollado se basa en la comprobación de que la ductilidad disponible, determinado a partir de la ductilidad local es mayor que la ductilidad requerida, obtenida a partir del comportamiento global de la estructura. Este artículo presenta los principales problemas de esta comprobación, mostrando los factores Inu-ferencias las ductilidades necesarios y disponibles, de®ned de cargaIngs monótonas y sísmicos. referencias [1] Bertero VV. diseño estructural ductilidad. Estado actual de la Técnica. Novena Mundial Conf terremoto Engng, 1988; 3: 673 ± 86. [2] Gioncu V. La ductilidad exige: Informe general en: Mazzolani FM, Akiyama H, editores. Comportamiento de estructuras de acero en zonas sísmicas, STESSA'97. 3 ± 8 de agosto de Kyoto, 101,17, Salerno, 1997: 279 ± 302. [3] Jaspart JP, Steenhuis M, Anderson D. Caracterización de las propiedades conjuntas por medio del método de compo-nente. En: Control del comportamiento semirrígido de conexiones estructuras de ingeniería civil. Conferencia COST, Lieja, 17 ± 19 de septiembre de 1998: 115 ± 24. [4] Mazzolani FM, Piluso V. Teoría y diseño de marcos de acero sismorresistente. Londres: E & FN Spon, 1996. [5] Mazzolani FM, Piluso V. Un enfoque simple para evaluar los niveles de rendimiento de los marcos de acero resistentes a momento. En: Fajfar P, Krawinkler H, editores. metodologías de diseño sísmico para la próxima gener-ación de los códigos. Rotterdam: Balkema, 1997: 241 ± 52. [6] Mazzolani FM, diseño Piluso V. plástico de marcos de acero sismorresistente. Terremoto Engng Struct Dinámica 1997; 26: 167 ± 91. [7] Bertero RD, Bertero VV. Tall estructuras de hormigón armado: Conceptual terremoto metodología de diseño resistente. Informe UCB / EERC-92/16, 1992. [8] Krawinkler H. Las nuevas tendencias en la metodología de diseño sísmico. En: Duma G, editor. décimo Europea conferencia sobre ingeniería sísmica. Rotterdam: Balkema, 1995: 821 ± 30. [9] Tabuchi M, Kanatani H, Kamba T, Yamanari M, Uemori H. Efecto de paneles conjuntas en el comportamiento elástico-plástica del momento resistente marcos. En: Décima Conferencia Europea de Ingeniería Sísmica, Madrid 19 ± 24 de julio de Rotterdam: Balkema, 1992: 4491 ± 4494. [10] Mazzolani FM, Piluso V. Miembro clases de comportamiento de vigas de acero y vigas y columnas, en: Proc. del primer estado del Taller de Arte, COSTI, Estrasburgo, 1992: 517 ± 29. [11] Gioncu V, Mazzolani FM. Métodos alternativos para evaluar la ductilidad local. En: Mazzolani FM, Gioncu V, editores. Comportamiento de estructuras de acero en zonas sísmicas, STESSA'94. Londres: E & FN Spon,

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V Gioncu 2000

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