Progettazione Di Nodi Flangiati Trave-colonna

PROGETTAZIONE DI NODI FLANGIATI TRAVE-COLONNA IN ACCIAIO: CONFRONTO TEORICO-SPERIMENTALE TRA SOLUZIONI DIFFERENTI

DESIGN OF STEEL BEAM-TO-COLUMN EXTENDED END PLATE JOINTS: COMPARISON BETWEEN DIFFERENT SOLUTIONS

F. Iannone, V. Piluso, G. Rizzano Università degli Studi di Salerno Dipartimento di Ingegneria Civile Salerno, Italia [email protected], [email protected], [email protected]

ABSTRACT The dissipation capacity of steel beam-to-column connections is strongly influenced by structural details. In fact, the presence or not of continuity plates and supplementary web plates in the panel zone of column, the position of bolts from the beam flange and web can lead to engage in plastic range several nodal components which can be characterized by different plastic deformation supply. In this paper, by means of some experimental tests on full-scale steel beam-to-column extended end plate connections, designed varying from partial strength to full strength connections, the dissipative abilities of joint components are investigated. As a consequence of experimental results the possibility to develop a component approach to predict the cyclic response of connections is investigated.

SOMMARIO Le capacità dissipative dei nodi trave-colonna in acciaio sono fortemente influenzate dai dettagli costruttivi. Infatti, la presenza o meno dei piatti di continuità e delle piastre di rinforzo dell’anima della colonna nonché la posizione dei bulloni rispetto alla flangia ed all’anima della trave possono condurre ad impegnare in campo plastico componenti nodali diverse e caratterizzate da differenti capacità dissipative. Nel presente lavoro, mediante l’esecuzione e l’analisi di alcune prove sperimentali su nodi flangiati trave-colonna in scala reale, progettati sia a parziale che a completo ripristino di resistenza, variandone i dettagli costruttivi, vengono investigate le capacità dissipative delle componenti nodali. Sulla base dei risultati ottenuti viene valutata la possibilità di sviluppare un modello meccanico per componenti utile alla previsione comportamento ciclico dei collegamenti.

1

INTRODUZIONE

La conoscenza del comportamento ciclico dei nodi trave-colonna è di fondamentale importanza per la corretta progettazione delle strutture sismo-resistenti in acciaio, soprattutto se si considera che la dissipazione dell’energia sismica in ingresso, oltre che nelle estremità delle membrature costituenti i telai, può avvenire nelle componenti dei collegamenti trave-colonna. In particolare, i nodi flangiati travecolonna risultano largamente impiegati nella pratica progettuale per la loro facilità di progettazione, realizzazione e messa in opera nonché per la notevole varietà di soluzioni strutturali che consentono. Tali soluzioni, che solitamente differiscono per i dettagli costruttivi, in questi ultimi anni sono state oggetto di diverse sperimentazioni, compiute non solo sui nodi trave-colonna, ma anche sulle loro

componenti base, volte a ricercare criteri di progetto basati sulle proprietà di resistenza, rigidezza e capacità rotazionale, e sempre più spesso mirate a valutarne anche la risposta ciclica, le problematiche connesse ai fenomeni di fatica e la capacità di dissipazione energetica. Nel presente lavoro viene valutata la possibilità di estendere il metodo delle componenti alla previsione del comportamento ciclico dei collegamenti trave-colonna. A tale scopo sono state eseguite prove sperimentali finalizzate sia alla valutazione della risposta ciclica complessiva del nodo che alla risposta ciclica delle singole componenti. In particolare, viene evidenziato come l’energia dissipata sia pari alla somma di quella dissipata dalle singole componenti, se correttamente identificate.

2

PROGETTAZIONE DEI NODI DISSIPATIVI

Nell’ambito del programma sperimentale previsto, sono state eseguite, ad oggi, tre prove cicliche su nodi trave-colonna esterni progettati in maniera tale da ottenere la medesima resistenza flessionale nominale, ma variandone i dettagli costruttivi al fine di ottenere diverse collocazioni della componente nodale più debole, ossia della componente nodale dissipativa. I tipi di collegamento provati sono così distinti: • nodo flangiato a parziale ripristino di resistenza con dissipazione prevalente nel pannello a taglio [EEP-CYC 01]; • nodo flangiato a parziale ripristino con dissipazione prevalente nel piatto di estremità (“end-plate”) [EEP-CYC 02]; • nodo flangiato a completo ripristino con trave indebolita (“dog-bone”) [EEP-CYC 03]. Per il progetto dei nodi si è utilizzata una colonna HE200B in acciaio Fe510 e una trave IPE270 realizzata in acciaio Fe430. I piatti di estremità sono stati realizzati anch’essi in acciaio Fe430, mentre i bulloni utilizzati, M20 ed M24, sono di classe 10.9. Con riferimento al nodo EEP-CYC 01 (Figura 1), la resistenza ultima stimata del pannello a taglio è data da:

M u , sp =

f u ,c Avc 3

ht ≅ 140 kN⋅m

(1)

dove Avc è l’area resistente a taglio della colonna, ht il braccio della coppia interna ed fu,c è la tensione ultima nominale della colonna. Successivamente è stato dimensionato il “T-stub” equivalente al piatto del piatto d’estremità in flessione, nell’ipotesi di meccanismo dissipativo di tipo 1, secondo Eurocodice 3, che prevede la formazione di cerniere plastiche in corrispondenza dei bulloni e della sezione di connessione del piatto di estremità alla flangia della trave, imponendo una sovraresistenza del 20% rispetto al pannello a taglio ed una duttilità complessiva (somma del contributo dovuto al pannello a taglio più quello dovuto al piatto di estremità in flessione) pari a circa 0.006 rad: beff ⋅ t ep2 (2) f u ,ep ⋅ ht ≅ 1.2 Mu,sp M u ,Tstub = m C ⋅ m2 ϑ= + γ u , sp ≅ 0.06 (3) 2t ep ⋅ ht

dove beff è la larghezza efficace del T-stub equivalente assunta pari alla larghezza del piatto d’estremità; tep è lo spessore del piatto di estremità; m è la distanza tra le cerniere plastiche del T-stub equivalente e C è una costante funzione delle caratteristiche meccaniche del materiale [1] assunta pari a 0.195. Inoltre, γu,sp è il valore della deformazione a taglio, calcolata mediante il modello di Krawinkler ed al. [2, 3], corrispondente al momento ultimo stimato nella (1). La progettazione il nodo EEP-CYC 02 (Figura 2) ha previsto il dimensionamento del T-stub equivalente del piatto d’estremità della trave al fine di ottenere un momento resistente molto prossimo all’Mu,sp del primo nodo. Inoltre, al fine di massimizzare il contributo di questa componente nodale alla dissipazione di energia, il pannello nodale è stato irrigidito mediante piatti di continuità, dello stesso spessore delle flange della trave, e ricorrendo a piatti d’anima supplementari. Infine, il nodo EEP-CYC 03 (Figura 3) è stato realizzato prevedendo l’indebolimento della trave (RBS) mediante riduzione delle flange e conseguendo un momento plastico, atteso al centro della riduzione, pari a:

M p , DB = 1.15 ⋅ W pl , DB ⋅ f y , E ≅ 120 kN⋅m

45

93

443 167

93

45

(4) dove 1.15 è un coefficiente amplificativo per tener conto dello “strain-hardening” [4]; Wpl,DB è il modulo plastico al centro del dog-bone ed fy,E è la tensione di snervamento attesa, valutata con un coefficiente di sovraresistenza 1.2 rispetto a quella nominale. In tal bolt M20 (10.9) modo il massimo momento sviluppabile in corrispondenza 32 32 90 della colonna risulta, da progetto, pari a Mc ≅ 140 kN⋅m, conseguendo una riduzione dell’86% rispetto al momento plastico della trave considerata a sezione intera. In ogni caso, la geometria della riduzione è stata progettata seguendo la procedura esposta nelle “Steel Tips” [4]. Inoltre, allo scopo di concentrare l’impegno plastico prevaIPE270 lentemente nella sezione ridotta, il pannello nodale è stato ir154 rigidito in modo analogo al secondo nodo, ed è stata utilizzat = 20 mm ta una disposizione dei bulloni ed uno spessore del piatto HE200B d’estremità che limitino l’impegno plastico di quest’ultimo. In tutti e tre i nodi, sia le saldature tra trave e piatto Fig. 1: Nodo EEP-CYC 01 d’estremità che quelle relative agli irrigidimenti del pannello nodale, sono state progettate a completo ripristino. ep

30

30

bolt M24 (10.9)

94 40

35 RBS

35

400

423 167

93

134 474 126

400

94

35

bolt M20 (10.9)

t cp = 10 mm

IPE270

93

134

t cp = 10 mm

40

35

IPE270

t wp= 10 mm

154 t ep = 20 mm

164

t wp= 10 mm

t ep = 25 mm

25

70

53

25

180

22

200

200

170 120

22

25 53

170 25 120

R195

HE200B

HE200B

Fig. 2: Nodo EEP-CYC 02

3

Fig. 3: Nodo EEP-CYC 03

ANALISI SPERIMENTALE

3.1 Allestimento delle prove Carico ciclico

Trave IPE270

1557

L’allestimento delle prove è stato realizzato presso il Laboratorio Prove Materiali e Strutture dell’Università degli Studi di Salerno. Tale laboratorio dispone di un piastrone di base in c.a. dello spessore di 1m ed al quale, mediante l’uso di barre dywidag ad alta resistenza, è stato ancorato un telaio di contrasto verticale ed una slitta di base, entrambe in acciaio. Al telaio verticale, grazie ad una foratura disposta lungo una sua colonna, sono stati agganciati due attuatori idraulici utilizzati per l’applicazione dei carichi durante le prove. Alla slitta di base, invece, sono state opportunamente bloccate le cerniere costituenti lo schema statico secondo

Sforzo di compressione costante

Colonna HE200B 2700

Fig. 4: Schema della riproduzione in laboratorio di un nodo esterno

cui viene riprodotto in laboratorio un nodo esterno (Figura 4), nonché un telaio di contrasto orizzontale necessario per evitare l’instabilità flesso-torsionale della trave. In Fig. 5 viene mostrato lo schema completo dell’allestimento per l’esecuzione delle prove in laboratorio.

Telaio di contrasto verticale IPE270

IPE270 L=170cm Telaio di contrasto orizzontale Attuatore da 250kN

NODO FLANGIATO Cerniera a perno Cerniera a perno

Attuatore da 1000kN

HE200B L=200cm

Slitta di base in acciaio

Piastrone in c.a.

Fig. 5: Schema di allestimento delle prove

Per l’applicazione dei carichi sono stati utilizzati due attuatori idraulici della MTS, modello 243. Uno disposto inferiormente, della capacità di 1000 kN, che governato in controllo di forza è stato utilizzato per applicare uno sforzo normale di compressione costante nelle colonne e pari a circa 650 kN. L’attuatore superiore invece, della capacità di 250 kN, è stato agganciato all’estremità libera della trave e, governato in controllo di spostamenti, ha consentito l’applicazione di carichi ciclici.

Fig. 6: Storia di rotazioni imposta dalla AISC Ampiezza e numero dei cicli sono stati programmati con riferimento a quanto suggerito dalle norme AISC per le prove di carico cicliche su connessioni trave-colonna [5], le quali propongono di condurre queste sperimentazioni a rotazione controllata del nodo, indicando come prova ciclica tipo quella rappresentata in Fig. 6, dalla quale è stata ricavata la storia di spostamenti da eseguire mediante l’attuatore superiore (Tabella 1). Durante la prova sono stati monitorati ed acquisiti diversi parametri: spostamenti compiuti e forze applicate da entrambi gli attuatori, nonché gli spostamenti di diverse componenti nodali. Questi ultimi sono stati acquisiti disponendo n. 3 trasduttori a filo e n. 6 LVDT in diversi punti del

Tab. 1: valori della storia di spostamenti imposta V θ δ Step n° cicli [mm/sec] [rad] [mm] 1 0.00375 6 5,85 0,5 2 0.005 6 7,8 3 0.0075 6 11,7 1 4 0.01 4 15,6 5 0.015 2 23,4 6 0.02 2 31,2 2 7 0.03 2 46,8 8 0.04 2 62,4 9 0.05 2 78 4 10 0.06 2 93,6 11 0.07 2 109,2 12 0.08 2 124,8 13 0.09 2 140,4 6 14 0.10 2 156 15 0.11 2 171,6

nodo (ai margini del piatto di estremità, in corrispondenza delle flange della trave, nei quattro angoli del pannello nodale), nonché dell’estremità libera della trave. Lo schema relativo alla disposizione di tali strumenti di acquisizione viene riportato in Fig. 7.

Forza e Spostamento Attuatore 250 kN

Filo 3

Trasduttore a filo LVDT Forza e Spostamento Attuatore 1000 kN

LVDT 3 e 4

3.2 Proprietà geometriche e meccaniche dei collegamenti

Bulloni

EEP CYC 01

8 M20 (10.9)

EEP CYC 02

8 M20 (10.9)

EEP CYC 03

8 M24 (10.9)

LVDT 2

LVDT 1

Con riferimento ai tre nodi descritti nel precedente paragrafo, ed alla notazione di Fig. 8, in Tabella 2 viene riportata una loro descrizione schematica ed i valori misurati delle caratteristiche dimensionali.

Nodo

LVDT 5 e 6

Filo 1

Filo 2

Fig. 7: Disposizione strumenti di acquisizione

Tab. 2: caratteristiche nodali e dimensioni misurate in mm e1, e2, HE200B Serraggio Irrigidimenti bept, hep, p1, p2, p3 ep hc = 201 153.6 30.5, 42.2, bc = 201 nessuno 441.0 550 N⋅m 92.6, 94.2, 168.1 tw = 9.2 20.1 tf = 15.3 hc = 198 piatti di 156.7 31.2, 40.5, bc = 198 continuità + 474.4 94.3,133.6, 550 N⋅m tw = 9.2 piatti d’anima 20.7 126.2 tf = 15.5 hc = 198 piatti di 427.0 bc = 198 36.0, 33.0, continuità + 161.0 800 N⋅m 89.0, 99.0, 163.0 tw = 9.2 piatti d’anima 25.3 tf = 15.5

IPE270

hb = 268 bb = 134 tw = 6.6 tf = 10.9 hb = 271 bb = 131 tw = 6.8 tf = 10.7 hRBS = 271 bRBS = 88.8 tw = 6.8 tf = 10.7 e1

Relativamente alle proprietà meccaniche desunte da prove a trazione su campioni di materiale, si hanno i seguenti valori: fy,ep = 290 N/mm2 E = 207288 N/mm2 fy,wc = 430 N/mm2 2 (*) fu,ep = 493.7 N/mm E / Eh = 86.5 fu,wc = 523 N/mm2 E / Eu = 632.8 fy,fc = 382.5 N/mm2 εh / εy = 11.3 fu,wc = 522 N/mm2 εu / εy = 589 (*) Valutata rispetto alla sezione minima misurata nella zona di strizione dopo la rottura.

e1

e2

p2

h ep p3

p2

e2

p1

3.3 Risultati sperimentali

t ep

Le curve momento-rotazione relative ai tre nodi vengono mostrate nelle Figure 9, 10 e 11. In Figura 12 invece si riporta la sovrapposizione degl’inviluppi relativi alle precedenti curve. Hysteretic Curve M-θ

-0,100

EEP-CYC 01

Mmax = 188456 kN·mm Mmin = -198216 kN·mm

200000

-0,050

200000 150000

100000

100000

0 -0,025 0,000 -50000

0,025

0,050

0,075

0,100

-100000 -150000 -200000 -250000

-0,100

EEP-CYC 02

250000

150000

50000

-0,075

Fig. 7: Bullonatura e piatto d’estremità

Hysteretic Curve M-θ

250000

Moment [kN·mm]

Moment [kN·mm]

Mmax = 181479 kN·mm Mmin = -200894 kN·mm

bep

50000 0 -0,075

-0,050

-0,025 0,000 -50000

0,025

0,050

0,075

0,100

-100000 -150000

Nodal M-rot Envelope

-200000

Nodal M-rot Envelope

-250000

Joint Rotation [rad]

Joint Rotation [rad]

Fig. 9: Curva momento-rotazione EEP-CYC 01

Fig. 10: Curva momento-rotazione EEP-CYC 02

Hysteretic Curve M-θ

EEP-CYC 03

Hysteretic Curve M-θ

250000

250000

200000

200000

150000

150000

100000

100000

50000 0

-0,100

-0,075

-0,050

-0,025 0,000 -50000

0,025

0,050

0,075

0,100

-100000

Moment [kN·mm]

Moment [kN·mm]

Mmax = 198499 kN·mm Mmin = -206503 kN·mm

50000 0

-0,100

-0,075

-0,050

-0,025 0,000 -50000

0,025

0,050

0,075

0,100

-100000

-150000

-150000

-200000

Envelope EEP-CYC1 Envelope EEP-CYC2 Envelope EEP-CYC3

-200000

Nodal M-rot Envelope

-250000

-250000

Joint Rotation [rad]

Joint Rotation [rad]

Fig. 12: Inviluppi dei nodi Fig. 11: Curva momento-rotazione EEP-CYC 03 Dalle precedenti figure è possibile osservare come i tre nodi abbiano presentato caratteristiche di resistenza e di rigidezza similari, differenziandosi invece per capacità rotazionale, tipologia ed ampiezza dei cicli. In particolare, nel nodo EEP-CYC 01 si osserva una rotazione complessiva legata prevalentemente ai contributi deformativi del pannello a taglio e del T-stub (Figure 13 e 15), e solo in piccola parte al pannello d’anima soggetto a trazione e compressione (Figura 17). Nel caso del nodo EEPCYC 02 la rotazione globale è essenzialmente dovuta al solo T-stub (come si evince dal confronto tra le Figure 14 e 16) che ne conferisce anche un moderato effetto “pinching”, mentre il pannello d’anima soggetto a trazione e compressione contribuisce in modo del tutto trascurabile sia in questo caso che nella prova EEP-CYC 03 in cui, invece, la capacità di rotazione plastica è stata offerta esclusivamente dalla zona indebolita della trave soggetta a flessione. In tal caso, infatti, è possibile osservare che il contributo rotazionale offerto dal pannello a taglio è risultato trascurabile presentando un comportamento analogo a quanto mostrato in Fig. 14. Analogo discorso può essere fatto per i T-stub di questo nodo che, non hanno mai compiuto cicli superiori al millimetro di spostamento, non apportando alcun contributo rotazionale. Per quanto riguarda le modalità di collasso, nella prova EEP-CYC 01 si è pervenuti alla rottura fragile delle saldature tra le flange della trave ed il piatto d’estremità (Figure 19 e 20), causa del rapido degrado di resistenza visibile nell’inviluppo di Figura 9 a circa 0.07 rad. Nella prova EEP-CYC 02 si è invece pervenuti alla completa frattura del piatto d’estremità in corrispondenza delle saldature alle flange della trave (Figura 21), anch’essa causa di un repentino degrado di resistenza a circa 0.04 rad. Infine, nella prova EEP-CYC03 il degrado di resistenza (Figura 11) è imputabile all’instabilità locale verificatasi nelle flange della trave (Figura 22). EEP-CYC 01

Hysteretic Curve M-γ

250000

250000

200000

200000

150000

150000

100000

100000

50000 0

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01 0,00 -50000

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

-100000

Moment [kNxmm]

Moment [kN·m]

Hysteretic Curve M-γ

50000 0

-0,005

-0,004

-0,003

-0,002

-0,001 0,000 -50000

Fig. 14: Pannello a taglio, nodo EEP-CYC 02 Hysteretic Curve F-δ

EEP-CYC 01

800

800

600

600

400

400

200

200

0 5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

-200

Force [kN]

Force [kN]

Hysteretic Curve F-δ

4

0,005

γ [rad]

Fig. 13: Pannello a taglio, nodo EEP-CYC 01

3

0,004

Shear Panel

-250000

γ [rad]

2

0,003

-200000 Shear Panel

-250000

1

0,002

-150000

-200000

0

0,001

-100000

-150000

-1

EEP-CYC 02

EEP-CYC02

0

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

-200 -400

-400

-600

-600 T-Stub Sx

-800

Displacement [mm]

Fig. 15: T-stub sinistro, nodo EEP-CYC 01

T-Stub Sx

-800

Displacement [mm]

Fig. 16: T-stub sinistro, nodo EEP-CYC 02

Hysteretic Curve F-δ

EEP-CYC 01

Hysteretic Curve F-δ

800

800

600

600 400

400

200

0 -3

-2

-1

0

-4

0

1

2

3

4

-200

-2

-1

0

1

2

3

4

-200

-600

-600 -800

-3

-400

-400

-800 Panel T-C Sx

Displacement [mm]

Fig. 17: Pannello T-C sinistro, nodo EEP-CYC 01

4

Force [kN]

Force [kN]

200

-4

EEP-CYC03

-1000

Panel T-C Sx

Displacement [mm]

Fig. 18: Pannello T-C sinistro, nodo EEP-CYC 03

Fig. 19: Impegno plastico del pannello nodale e del T-stub, nodo EEP-CYC 01

Fig. 20: Rottura della saldatura, nodo EEP-CYC 01

Fig. 21: Rottura del piatto di estremità, nodo EEP-CYC 02

Fig. 22: Instabilità delle flange nella sezione ridotta della trave, nodo EEP-CYC 02

CONSIDERAZIONI IN TERMINI DI CAPACITA’ DISSIPATIVE

A seguito dei dati misurati nelle tre prove, relativi sia al comportamento complessivo del nodo che delle sue principali componenti, è possibile effettuare alcune considerazioni. Durante la prova EEP-CYC 01 è stata osservata, sin dai primi cicli, la formazione di linee di plasticizzazione a 45° all’interno del pannello nodale (visibili grazie alla verniciatura in grassello effettuata in fase di allestimento), mentre l’impegno plastico della piastra di estremità risultava visivamente evidente solo in una fase avanzata della prova. Tale risultato, in accordo con quanto misurato e rappresentato in Figura 23, evidenzia come la dissipazione nodale si sia localizzata prevalentemente nel pannello a taglio. Scarso, ma non trascurabile, è stato l’apporto dissipativo dovuto al piatto di estremità (T-stub EP), bassissima invece l’energia dissipata dal pannello d’anima a trazione-compressione. Dalla Figura 23 è possibile altresì evidenziare come la somma delle energie dissipate dalle singole componenti con-

siderate restituisca, con ottima approssimazione, l’energia complessivamente fornita al nodo attraverso la storia di spostamenti imposta. Analoghe considerazione sono possibili per la prova EEP-CYC 02, in cui è stato visivamente osservato l’impegno plastico del solo piatto di estremità. Dalla Figura 24, infatti, è possibile osservare che l’energia totalmente dissipata è legata principalmente all’impegno plastico dei due T-stub equivalenti del piatto di estremità. Il pannello d’anima a taglio ed il pannello a trazione-compressione della colonna manifestano un trascurabile comportamento dissipativo legato anche agli irrigidimenti appositamente progettati. Infine, nella prova EEP-CYC 03 si è visivamente osservato il concentrarsi delle deformazioni plastiche nella porzione di trave appositamente indebolita. In tale zona, infatti, si è dissipata complessivamente l’energia nodale, risultando l’energia dissipata dalle componenti nodali di scarso significato (Figura 25). La maggiore o minore capacità dissipativa dei tre nodi, legata peraltro anche all’ampiezza ed alla regolarità dei cicli isteretici, è osservabile bene dal confronto di Figura 26. Energy dissipation

EEP-CYC 01

Energy dissipation

250000

Node

Shear Panel

Shear Panel

T-Stub EP Sx

200000

T-Stub EP Sx

50000

T-Stub EP Dx

T-Stub EP Dx

PAN Sx

PAN Sx

Energy [kN·mm]

PAN Dx

Energy [kN·mm]

EEP-CYC 02

60000 Node

SUM Comp.

150000

100000

50000

PAN Dx

40000

SUM Comp.

30000

20000

10000

0

0 20

25

30

35

20

40

25

n° cycles

Fig. 23: Energia dissipata, nodo EEP-CYC 01 Energy dissipation

30

35

n° cycles

Fig. 24: Energia dissipata, nodo EEP-CYC 02

EEP-CYC 03

Energy dissipation 250000

250000 Node

Energy EEP-CYC01

Shear Panel Energy EEP-CYC02

T-Stub EP Sx

200000

200000

T-Stub EP Dx

Energy EEP-CYC03

PAN Sx

Energy [kN·mm]

Energy [kN·mm]

PAN Dx SUM Comp.

150000

100000

100000

50000

50000

0

0 20

25

30

35

40

n° cycles

Fig. 25: Energia dissipata, nodo EEP-CYC 03

5

150000

20

25

30

35

40

n° cycles

Fig. 26: Confronto energetico dei nodi

CONCLUSIONI

Sulla base dei risultati ottenuti nel presente lavoro, con particolare riferimento ai confronti energetici relativi alle prime due prove, è stata valutata la possibilità di sviluppare un modello meccanico per componenti in grado di descrivere il comportamento ciclico di nodi flangiati. In particolare, la possibilità di estendere il metodo delle componenti alla previsione del comportamento ciclico dei collegamenti trave-colonna appare praticabile in considerazione dell’evidenza sperimentale che mostra come l’energia complessivamente dissipata dal nodo sia pari alla somma dell’energia dissipata dalle singole componenti, a condizione che queste ultime siano correttamente identificate e ne sia adeguatamente valutata la risposta ciclica locale forza-spostamento.

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