Scrigroup - Documente si articole

Username / Parola inexistente      

Home Documente Upload Resurse Alte limbi doc  

CATEGORII DOCUMENTE




loading...



ArhitecturaAutoCasa gradinaConstructiiInstalatiiPomiculturaSilvicultura


PREVEDERI SPECIFICE CONSTRCTIILOR METALICE

Constructii

+ Font mai mare | - Font mai mic








DOCUMENTE SIMILARE

Trimite pe Messenger
Pompe de caldura
Legea autorizarii executiei constructiilor
CONSTRUCTII AGROTURISTICE CU STRUCTURA DIN LEMN
ELEMENTE GENERALE DE TEORIE IN CONSTRUCTII
Modul de monitorizare a ocuparii si utilizarii terenului intravilan
Auditul energetic al cladirilor existente
Macro si microstructura lemnului
CALCULUL SIPCILOR
Cum montam peretii de gips carton
Elemente structurale si tipuri de structuri

PREVEDERI SPECIFICE CONSTRCTIILOR METALICE

1 Generalitati

Prezentul capitol din normativul P100-2004, partea I, se bazeaza in principal pe proiectul Eurocode 8, partea I. Proiectarea structurilor rezistente la cutremur. Reguli generale, actiuni seismice si prevederi pentru cladiri (PrEN1998-1: 2004), cu unele completari si modificari din norma americana AISC 2002 (2002), respectiv din norma romaneasca P100-1992.




1.1 Domeniul

(1) Prevederile din acest capitol se refera exclusiv la cladiri cu structura metalica (constructii civile, industriale, agricole si alte tipuri de constructii metalice cu structura similara cu cea a cladirilor (platforme metalice, estacade, structuri pentru sustinerea cosurilor si cazanelor termocentralelor, etc.).

(2) Pentru determinarea starii de eforturi si deformatii la incarcari seismice, se recomanda, pentru toate tipurile de structuri metalice, metoda calculului modal cu spectre de raspuns (par. 4.5.3.1, alin. 2)

In cazul structurilor pentru care raportul dintre inaltime (H) si latura cea mai mica (B) este mai mare decat 4 se va face un studiu special pe bata calculului dinamic neliniar folosind accelerograme de amplasament.

(3) Prezentul normativ implementeaza criterii de verificare pentru rezistenta elementelor structurale si a imbinarilor in formatul normei europene EC3, partea 1 “Reguli generale si prevederi pentru proiectarea structurilor din otel pentru cladiri (EN 1993-1.1), respectiv partea 1.8 “Calculul si proiectarea imbinarilor” (EN1993-1.8). In acest context, in norma se compara eforturile sectionale obtinute din calculul structurii sub efectul actiunilor de proiectare, seismice si neseismice (NEd, MEd, VEd) cu fortele si momentele de proiectare – capabile (NRd, MRd, VRd). Atunci cand se aplica prevederile STAS 10108/0-78 pentru verificarea elementelor structurale si a imbinarilor conform prevederilor din P100-2004, se va avea in vedere corespondenta intre eforturi sectionale (N, M, V) si tensiuni (s t

Pentru verificarile care nu sunt acoperite de prevederile din STAS10108/0-78, se va folosi EN 1993.

1.2 Principii de proiectare

Caracterizarea tipului de comportare a unei structuri, disipativa sau nedisipativa, pentru calcul, in cazul aplicarii metodelor de calcul in domeniul elastic (cu forte statice echivalente sau pe baza spectrelor de raspuns) se realizeaza prin intermediul factorului de comportare q. In C 6.1 este prezentata o relatie tipica dintre forta taietoare de baza si deplasarea la varf a unei structuri. Pentru simplificarea raspunsului neliniar al structurii se adopta adeseori o idealizare biliniara. Valoarea factorului q depinde de urmatorii factori:

Suprarezistenta de proiectare , care provine din:
- dimensionarea structurii din alte conditii decat rezistenta la cutremur (rezistenta in gruparea fundamentala de incarcari sau limitarea deplasarilor relative de nivel la starea limita de serviciu seismica)
- evitarea unei variatii prea mari a numarului de sectiuni pentru a uniformiza si simplifica procesele de proiectare si executie
- o rezistenta reala a materialelor mai mare decat cea nominala, etc.

redundanta structurala qR= Fy/F1 reprezinta capacitatea de redistributie plastica a structurii, dupa formarea primei articulatii plastice

ductilitatea structurii caracterizeaza capacitatea de deformare postelastica fara o reducere semnificativa a caracteristicilor de rezistenta si rigiditate

In relatiile de mai sus s-au folosit urmatoarele notatii:

Fe - forta corespunzatoare unui raspuns infinit elastic;

Fy - forta de curgere a sistemului;

F1 – forta taietoare de baza la formarea primei articulatii plastice;

Fd - forta taietoare de baza de calcul.

Valoarea totala a factorului de comportare q poate fi exprimata ca produsul suprarezistentei de proiectare, a redundantei si a factorului de reducere datorat ductilitatii:

Figura C 6. Definitia componentelor factorului de comportare q

In principiu, orice structura conformata si dimensionata corect, poseda suprarezistenta de proiectare datorita coeficientilor partiali de siguranta utilizati la definirea rezistentelor de calcul si a incarcarilor folosite la proiectare. Structurile static nedeterminate poseda in plus si o redundanta structurala. In consecinta, pentru o structura alcatuita si dimensionata in mod corect, valoarea efectiva a factorului q este intotdeauna supraunitara. Cea de-a treia componenta a factorului q, data de ductilitate, este si cea mai importanta. Aceasta presupune asigurarea ductilitatii la nivelului materialului, a sectiunilor elementelor structurale, a elementelor structurale si imbinarilor dintre ele, a structurii in ansamblul ei.

Structurile alcatuite si dimensionate pentru a asigura toate cele trei categorii de cerinte, privind suprarezistenta, redundanta si ductilitate sunt denumite structuri disipative si sunt incadrate in conformitate cu P100-2004 in clasele de ductilitate H sau M.

Structurile care nu indeplinesc toate conditiile de ductilitate dar poseda suprarezistenta si redundanta structurala, sunt considerate slab disipative si incadrate in clasa de ductilitate L.

Structurile cu elemente de clasa 4 care indeplinesc redundanta structurala si suprarezistenta, se calculeaza pe baza unui factor .

Structurile slab disipative alcatuite din elemente cu sectiune de clasa 1, 2 sau 3 se dimensioneaza si verifica pe baza prevederilor din STAS 10108/0-78; pentru verificarile care nu sunt acoperite de prevederile din STAS10108/0-78, se va folosi EN 1993.

Structurile alcatuite din elemente cu sectiune de clasa 4 se dimensioneaza si verifica in conformitate cu prevederile din STAS10108/0-78, STAS10108/2-83, NP 012/97 respectiv Eurocode 3, partea 1.3 (EN1993-1.3).

1.3 Verificarea sigurantei

La proiectare se tine cont de posibilitatea ca limita de curgere efectiva a otelului (fy,act), sa fie mai mare decat limita de curgere nominala (fy), prin introducerea unui coeficient de amplificare a limitei de curgere . In proiectare se accepta folosirea unei valori.

2 Conditii privind materialele

(1 - 2). Pentru structurile din clasele H si M de ductilitate, se vor utiliza oteluri cu proprietati de ductilitate definite prin:

raportul dintre rezistenta la rupere fu si limita minima de curgere fy va fi cel putin 1,20

alungirea la rupere A5 va fi cel putin 20%

otelurile folosite in elementele structurale cu rol disipativ vor avea un palier de curgere distinct, cu alungire specifica la sfarsitul palierului de curgere, de cel putin 1,5%.

Otelurile cu limita de curgere de proiectare fyd350 N/mm2 se pot folosi numai daca proprietatile plastice ale materialului sunt atestate prin incercari experimentale. Limita de curgere de proiectare (fyd) este echivalenta cu rezistenta de calcul a otelului specificata in STAS10108/0-78 si se obtine prin impartirea limitei de curgere caracteristica la coeficientul partial de siguranta :

= 1.10 S235 (OL37)

= 1.12 S275 (OL44)

= 1.15 S355 (OL52)

(3) Elementele din tabla cu grosimi > 16mm solicitate la intindere perpendicular pe planul lor sunt susceptibile de aparitia destramarii lamelare. Riscul de aparitie a acestui fenomen este semnificativ in cazul placilor de capat ale grinzilor in cazul imbinarilor grinda-stalp in zona afectata termic de sudura dintre talpa grinzii si placa de capat. Riscul de destramare lamelara poate sa apara si in cazul grinzilor sudate direct de talpa stalpului, in cazul stalpilor sudati de placa de baza sau in cazul imbinarilor de continuitate realizate cu flanse.

In vederea evitarii riscului de destramare lamelara se recomanda urmatoarele masuri:

evitarea solutiilor constructive la care din cauza sudarii si din efectul incarcarilor exterioare apar tensiuni semnificative de intindere in directia grosimii laminatelor

daca totusi astfel de solutii nu pot fi evitate este necesara alegerea unor marci de oteluri la care producatorul sa garanteze o valoare minima a gatuirii Zz la incercarea la tractiune pe epruvete prelevate in directia grosimii (incercare efectuata conform SR EN 10164):

in care:

- Zz,nec este valoarea minima necesara a gatuirii. Aceasta se poate determina conform procedurii din Eurocode 3, partea 1.10 (EN 1993-1.10) sau cu procedura simplificata prezentata in Anexa 1 a GP 078/2003 (Buletinul Constructiilor, nr. 16/2004).

(4) Imbinarile cu suruburi ale elementelor structurale care participa la preluarea si transmiterea actiunii seismice (grinzi si stalpi la cadre necontravantuite, grinzi, stalpi si contravantuiri la cadre contravantuite) se vor proiecta cu suruburi de inalta rezistenta grupa 8.8 si 10.9.

Elementele care nu participa la preluarea si transmiterea actiunii seismice (ex. grinzi secundare de planseu), pot fi imbinate si cu suruburi din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 si 6.8.

(5) In cazul prinderilor grinda - stalp cu placa de capat si suruburi de inalta rezistenta, la montaj se va asigura o pretensionare a acestora cu un efort de minim 50% din efortul de pretensionare prescris pentru imbinarile care lucreaza prin frecare. Aceste imbinari insa nu se dimensioneaza ca imbinari care lucreaza prin frecare. Normele europene – EN1998-1 si cele americane AISC 2005 prevad pretensionarea completa a suruburilor. Conditia de dimensionare a suruburilor este de regula rezistenta lor la intindere. Pretensionarea suruburilor se impune pentru a limita efectele incarcarii ciclice in timpul actiunii seismice.

(6) In general, suruburile de ancoraj ale stalpilor in fundatii se recomanda sa se realizeze din oteluri din grupe de calitate 4.6 si 5.6. Atunci cand se folosesc suruburi de ancoraj din grupele de calitate 5.8, 6.8 si in mod special in situatia in care se folosesc suruburi cu caracteristici fizico-mecanice similare grupei de calitate 8.8, trebuie sa acorde o atentie sporita clasei betonului respectiv a sistemelor de ancorare. In principiu, trebuie sa existe compatibilitate intre rezistenta la intindere a suruburilor si aderenta dintre acestea si betonul din fundatie.

(7-8) Trebuie facuta distinctia intre fy, care reprezinta limita de curgere nominala a otelului (ex. S235 – OL37: ; S275 – OL44 ; S355 – OL52: ) si limita de curgere de proiectare care este asimilabila rezistentei de calcul definita conform STAS 10108/0-78 (OL37: ; OL44 ; OL52: )[1].

In zonele disipative se limiteaza valoarea limitei de curgere, , a materialului din elementele structurale respective pentru a asigura concordanta intre mecanismul de disipare proiectat si raspunsul real al structurii. Limita de curgere ,, nu va fi mai mare decat limita de curgere nominala amplificata cu ().

3 Tipuri de structuri si factori de comportare

3.1 Tipuri de structuri

Cadre necontravantuite

Capacitatea de rezistenta si rigiditatea structurii solicitate la actiunea seismica sunt asigurate in principal de rezistenta si rigiditatea la incovoiere a grinzilor si stalpilor precum si de capacitatea de transmitere a momentelor incovoietoare la nivelul imbinarilor dintre grinzi si stalpi, respectiv dintre stalpi si fundatii.

Pentru cadrele cu imbinari rigla-stalp rigide, si cu rezistenta la moment incovoietor mai mare decat momentul incovoietor plastic al grinzii, ideal este ca articulatiile plastice sa se formeze numai la capetele grinzilor, in vecinatatea imbinarilor cu stalpii. In cazul imbinarilor sudate, localizarea articulatiilor plastice in zonele de capat a grinzilor poate fi obtinuta prin reducerea sectiunii talpilor grinzilor – solutia “dog-bone” (pentru detalii si relatii de calcul vezi AISC 2005). Zonele disipative insa pot fi situate si in stalpi, respectiv la baza acestora (deasupra prinderii in fundatii) si la partea superioara a stalpilor de la ultimul etaj. Se recomanda ca in vederea obtinerii un ui mecanism plastic global, (se formeaza toate articulatiile plastice posibile fara a se forma mecanisme de etaj) articulatiile plastice din zonele specificate anterior ale stalpilor sa se formeze dupa cele din grinzi.

In cazul cadrelor parter, cu imbinari rigla stalpi rigide si de rezistenta completa si cu prinderi rigide in fundatii, articulatiile plastice se pot forma la partea superioara si la baza stalpilor, cu conditia, ca forta axiala de compresiune din stalpi, NEd, sa indeplineasca conditia NEd/Npl.Rd < 0,3 (NEd efortul axial de proiectare in gruparea de incarcari care contine seismul; N pl.Rd rezistenta plastica a sectiunii la compresiune centrica).

Exista posibilitatea ca in cazul in care cadrele se dimensioneaza cu imbinari rigla-stalp semirigide si partial rezistente in conformitate cu clasificarea din Eurocode 3, partea 1.8 (EN1993-1.8), daca imbinarile au capacitate de rotire plastica suficienta (cel putin egala cu 0.035 rad pentru clasa H de ductilitate, respectiv 0.025 pentru clasa M de ductilitate), disiparea energiei induse de actiunea seismica sa se faca si in imbinari. Norma europeana Eurocode 8, partea 1 (EN1998-1.1) respectiv normele americane (AISC 2002, AISC 2005) permit formarea articulatiilor plastice si in imbinari in conditiile in care rigiditatea si capacitatea reala de rezistenta sunt luate in calcul in analiza structurii si se asigura ductilitatea necesara. In actuala versiune a prezentului normativ, se recomanda ca la proiectarea cladirilor curente sa se evite formarea articulatiilor plastice in imbinari, ceea ce implica evitarea utilizarii unor imbinari partial rezistente.

Cadrele contravantuite centric

Cadrele contravantuite centric sunt acele cadre cu contravantuiri la care axele elementelor structurale se intalnesc in noduri si formeaza o structura verticala cu zabrele (triangulata) pentru preluarea actiunilor orizontale.

In aceasta categorie intra urmatoarele sisteme structurale (vezi tabel 6.3, P100-1/2004):

Contravantuiri cu diagonale intinse active, la care fortele orizontale sunt preluate numai de diagonalele intinse, neglijand diagonalele comprimate.

Contravantuiri cu diagonale in V, la care fortele orizontale sunt preluate atat de diagonalele intinse cat si cele comprimate. Punctul de intersectare al acestor diagonale este situat pe grinda, care trebuie sa fie continua.

Pentru asigurarea unei comportari ductile a acestor sisteme, este necesar ca sectiunile diagonalelor sa fie de clasa 1 (pentru clasa de ductilitate H) si 2 (pentru clasa de ductilitate M). Prinderile diagonalelor trebuie sa asigure nivelul de suprarezistenta specificat in 6.5.5 (P100-1/2004).

Utilizarea unor sectiuni cu suplete ridicata pentru contravantuiri poate sa conduca la o voalare prematura a acestora, chiar si la nivele reduse ale deplasarilor relative de nivel si implicit la o ductilitate redusa a elementelor.

Se pot folosi si alte sisteme de contravantuiri, de exemplu contravantuiri in X pe doua nivele sau contravantuiri in V cu bara verticala de legatura (vezi Figura C 6.2). Aceste cadre pot fi proiectate cu o comportare post elastica similara cadrelor contravantuite in V. Aceste doua sisteme au avantajul ca asigura o reducere a fortelor axiale transmise grinzilor dupa cedarea barelor comprimate ale contravantuirilor . Sistemul cu contravantuiri in X pe doua nivele este in general mai flexibil decat sistemul cu contravantuiri in V, pe de alta parte sistemul cu bara verticala de legatura asigura o uniformizare a eforturilor axiale din contravantuiri pe inaltimea structurii. Folosirea acestor doua sisteme reduce riscul formarii mecanismelor de nivel.

bara verticala de legatura

 

(a) (b)

Figura C 6. . Cadre cu contravantuiri in X pe doua nivele (a) si contravantuiri in V cu bara verticala de legatura (b), AISC (2005).

O solutie structurala alternativa acestor sisteme de contravantuiri este utilizarea unor diafragme metalice, care disipeaza energie prin voalarea plastica din forfecare (plastificare in campurile diagonale intinse) sau prin forfecare plastica. Proiectarea acestor sisteme structurale este reglementata in normele americane AISC 2005.

Cadre contravantuite excentric.

Caracteristica principala a acestor sisteme este ca cel putin un capat al fiecarei contravantuiri este prins de grinda astfel incat forta axiala din contravantuire este transmisa sistemului structural prin intermediul unui segment scurt de grinda, denumit bara disipativa (link), solicitat la forfecare si incovoiere.

Figura C6. . Sisteme constructive cu contravantuiri excentrice.

Avantajul cadrelor cu contravantuiri excentrice (Figura C 6.3)consta in faptul ca printr-o alcatuire si dimensionare corespunzatoare a sistemului structural, se pot obtine performante de rigiditate similare celor oferite de cadrele cu contravantuiri centrice, simultan cu caracteristici de ductilitate specifice cadrelor necontravantuite.

Structuri de tip pendul inversat

Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de apa, platforme sau structuri parter care sustin greutati mari, cum ar fi cele pentru silozuri, buncare, etc.

Structuri metalice asociate cu nuclee sau pereti de beton armat

La aceste structuri, fortele orizontale sunt preluate in principal de diafragme sau nuclee de beton armat (tabel 6.3.e). Cadrele metalice, de regula necontravantuite, se dimensioneaza din actiuni gravitationale. Calculul elementelor din beton armat se face in conformitate cu prevederile din cap 5 (P100-1/2004). Calculul structurii metalice se face in conformitate cu prevederile din STAS 10108-0/78, respectiv Eurocode 3, partea 1.1 si Eurocode 3, partea 1.8.



In cazul structurilor nesimetrice, sau simetrice dar cu o distributie excentrica a maselor trebuie prevazute masuri constructive pentru preluarea efectelor de torsiune deoarece nucleul de beton armat nu asigura intotdeauna rigiditatea la torsiune necesara. In acest caz se recomanda realizarea unei analize 3D. Este de asteptat ca sa fie necesara introducerea unor contravantuiri verticale in structura metalica, de preferat in cadrele perimetrale, caz in care aceste structuri vor trebui dimensionate in conformitate cu prevederile corespunzatoare din P100-1/2004, daca se dimensioneaza ca structuri de clasa H sau M, respectiv in conformitate cu STAS 10108-0/78 daca se dimensioneaza ca structuri de clasa L.

Structuri duale (cadre necontravantuite asociate cu cadre contravantuite)

In general, in practica, pentru structura unei cladiri nu se pot folosi numai cadre contravantuite, acestea asociindu-se cu cadre necontravantuite. In situatia in cadre cadrele necontravantuite sunt proiectate sa preia cel putin 25% din actiunile orizontale, sistemul structural compus din aceste cadre necontravantuite si cele contravantuite se numeste sistem dual. In principiu, un sistem dual se poate obtine prin combinarea cadrelor contravantuite si necontravantuite in acelasi plan (structura 2D), sau in plane diferite (structura 3D), conlucrarea fiind asigurata de efectul de diafragma a planseului.

Se pot realiza structuri duale prin combinarea cadrelor necontravantuite cu cadre contravantuite centric cu diagonale intinse respectiv cu cadre contravantuite excentric; pentru ambele sisteme compuse, in normativul P100-1/2004 sunt prevazute valorilor factorilor de comportare q. Se pot realiza cadre duale si prin combinarea cadrelor necontravantuite cu cadre cu contravantuiri centrice in V. Normativul P100-1/2004 si Eurocode 8, partea 1 (EN1998-1.1) nu contin prevederi specifice pentru evaluarea factorului q in aceasta situatie. Normativul american Uniform Building Code (UBC 1997) nu face distinctie intre cadrele duale cu contravantuiri centrice cu diagonale in X respectiv cu diagonale in V. In acest context, pentru acest tip de structuri duale, se pot folosi valorile factorului q date in P100-1/2004 pentru cadrele duale cu contravantuiri intinse, dar se recomanda verificarea raspunsului la actiunea seismica printr-o analiza statica neliniara sau dinamica neliniara.

3.2 Factori de comportare

(1-2) Semnificatia factorului de comportare q a fost prezentata in paragraful C6.2, respectiv Figura C 6.1. Valorile factorului q asociate diferitelor tipuri de structuri sunt prezentate in tabelul 6.3 din P100-1/2004. Valorile din tabel pot fi utilizate cu conditia respectarii criteriilor de ductilitate si suprarezistenta precizate in paragrafele 6.5-6.10, respectiv cele cu privire la calitatea materialelor din capitolul 6.2 si a calitatea executiei 6.11. Se subliniaza faptul ca totodata, este necesara satisfacerea criteriilor de regularitate a structurii, precizate in capitolul 4.4.3.

In situatia in care structura are neregularitati in elevatie, valorile factorului de comportare q date in tabel se reduc cu 20%. Aceasta reducere rezida in faptul ca neregularitatea pe verticala (nivele cu rigiditate si/sau rezistenta substantial diferite de nivelele adiacente) poate genera aparitia unor mecanisme plastice de nivel. In cazul in care structura prezinta neregularitate atat in plan, cat si pe verticala, valoarea factorului q de referinta (data in tabelul 3 din P100-1/2004) se reduce cu 30%, vezi paragraful 4.4.3.1.

(3-4) Raportul au a ale carui valori sunt prezentate in tabelul 6.3 pentru diverse tipuri de structuri din P100-1/2004, reprezinta in fapt redundanta structurala definita prin factorul qR, definit in Figura C 6.1. Teoretic, acest raport are valoarea 1 doar in cazul cadrelor static determinate, care pot forma o singura articulatie plastica. Valori mai exacte ale raportului au a se pot determina printr-o analiza statica neliniara (pushover), caz in care insa acest raport nu poate depasi limita de 1.6.

(5) Factorul q se va determina independent pentru fiecare directie, in functie de tipul structural considerat, cu valorile date in tabelul 6.3 din normativ. In principiu, se recomanda ca structura sa fie conformata astfel, incat sa aiba rigiditati si capacitati de deformare in domeniul post-elastic comparabile pe cele doua directii; sunt insa numeroase situatiile in practica in care pe o directie se utilizeaza cadre necontravantuite, iar pe cealalta cadre contravantuite sau duale.

4 Calculul structurii

(1-2) O structura bine conformata pentru a prelua actiunile seismice trebuie sa asigure prin alcatuire, calcul, dimensionare si detalii constructive un echilibru intre rezistenta, rigiditatea si ductilitatea elementelor structurale si a imbinarilor acestora. In acest context, calculul structurii se realizeaza in ipoteza ca toate elementele structurale componente sunt active. Exceptie fac structurile in cadre contravantuite centric cu diagonale care lucreaza numai la intindere (in X sau alternante). In aceste structuri, daca nu se efectueaza proiectarea pe vaza unui calcul neliniar, diagonala comprimata nu participa la preluarea actiunii seismice. Spre exemplu, in cazul unei analize elastice cu forte seismice echivalente, se vor considera doar diagonalele intinse pentru un sens al fortelor; vor fi deci doua modele structurale pentru cele doua sensuri ale actiunii seismice. In cazul unei analize elastice spectrale, se pot utiliza cele doua modele structurale mentionate anterior, dar eforturile si reactiunile de calcul se vor obtine din infasuratoarea rezultatelor celor doua analize structurale.

In calculul structurii, la modelarea acesteia, se va tine seama de efectul de diafragma orizontala al planseelor, care se vor proiecta ca atare in conformitate cu prevederile de 4.4.1.6.

In cazul in care se accepta imbinari semirigide si/sau partial rezistente, in analiza globala statica sau dinamica se va tine seama rigiditate imbinarilor si capacitatea reala a acestora.

5 Reguli pentru comportarea disipativa a structurilor

Ductilitatea unei structuri solicitata la actiunea seismica implica capacitatea structurii de a disipa energia indusa de miscarea seismica prin deformatii plastice. In calculul plastic al structurilor, ductilitatea structurala defineste capacitatea structurii de a dezvolta deformatii in domeniul post-elastic fara o reducere semnificativa a capacitatii de rezistenta.

Prin structuri disipative (clasele de ductilitate H si M) se inteleg acele structuri, la care, prin proiectare si executie se asigura cerintele de ductilitate la nivelul: materialului, sectiunilor, elementelor structurale, imbinarilor si a structurii pe ansamblu. Structurile disipative se proiecteaza in asa fel, incat deformatiile plastice sa fie dirijate in anumite zone ale structurii, in functie de tipul structurii (vezi 3.1). In general, intr-o structura exista componente care pot avea o comportare fragila (de exemplu suruburile si sudurile in imbinari), sau care trebuie sa aiba o comportare preponderent elastica pentru asigurarea stabilitatii generale a structurii (de exemplu stalpii), carora, prin proiectare, trebuie sa li se asigure o suprarezistenta suficienta pentru a ramane in domeniul elastic chiar si dupa intrarea in domeniul post-elastic a elementelor disipative. Elementele disipative (care contin zone disipative) vor fi dimensionate din punct de vedere a rezistentei si stabilitatii in asa fel, incat sa poata intra in lucru in domeniul post-elastic, la nivelul de solicitare corespunzator factorului de comportare q asumat. In principiu, aceste elemente, in zonele disipative nu trebuie supradimensionate. Exista situatii, in care pentru a se dirija si controla deformatiile plastice, se recurge la o reducere a capacitatii de rezistenta a elementelor ductile in zonele disipative (exemplu: grinzi cu sectiune redusa in vecinatatea imbinarilor cu stalpii; contravantuiri comprimate realizate din otel de marca inferioara fata de restul structurii, etc.)

Ductilitatea de material. In cazul otelului, cerintele de ductilitate de material se exprima prin intermediul alungirii specifice la rupere, respectiv prin raportul dintre rezistenta la rupere si rezistenta minima de curgere; aceste cerinte sunt specificate in capitolul 6.2 din cod, respectiv in 2 din prezentele comentarii.

Ductilitatea de sectiune. In cazul elementelor solicitate la intindere, ductilitatea sectiunii este asigurata de ductilitatea materialului. In cazul elementelor structurale solicitate la compresiune si/sau incovoiere, ductilitatea de sectiune depinde de supletea peretilor care compun sectiunea si de ductilitatea de material. In functie de supletea peretelui, exprimata prin raportul latime/grosime, peretii comprimati si/sau incovoiati, se incadreaza in patru clase de sectiuni, de la unu la patru. Criteriile de clasificare a sectiunilor pentru clasele 1-3 sunt date in tabelul F.1 din cod, fiind preluate din Eurocode 3, partea 1-1 (EN 1993-1-1). Peretii de clasa 4 sunt cei cu supleti mai mari decat valorile corespunzatoare clasei 3 de sectiune. Peretii din clasa 4 comprimati si/sau incovoiati, in care tensiunile de compresiune sunt mai mari decat tensiunea critica de voalare, se considera ca lucreaza in cadrul sectiunii cu caracteristici geometrice reduse (eficace). Calculul acestor pereti (sectiuni) se face cu metoda latimii eficace, in conformitate cu prevederile NP 012-1997, respectiv Eurocode 3 partea 1-3 (EN 1993-1-3) si Eurocode 3 partea 1-5 (EN 1993-1-5). Sectiunile se clasifica in functie de clasa peretilor componenti. Peretele de clasa cea mai mare (cea mai supla) da clasa sectiunii. In se prezinta intuitiv, pentru o sectiune solicitata la incovoiere, relatia moment-curbura, pentru cele patru clase de sectiune.

Figura C 6. . Relatia moment-curbura pentru clasele de sectiune 1-4.

Clasa de sectiune a elementelor structurale componente este un factor esential pentru definirea clasei de ductilitate a structurii. In tabelul 6.4 din P100-1/2004 se prezinta relatia dintre clasele de ductilitate a structurii si clasele de sectiune (vezi Tabelul 1). Pentru relationarea claselor de sectiune cu factorul de comportare q, se va face corelarea intre tabelul 6.3 si 6.4 din P100-1/2004.

Tabelul . Relatia dintre clasa de ductilitate si clasa de sectiune

Clasa de ductilitate

Clasa de sectiune

H

clasa 1

M

clasa 2 sau 1

L

clasa 3, 2 sau 1

Structurile realizate din sau cu elemente structurale de clasa 4 se vor dimensiona numai in domeniul elastic, cu un factor de comportare q egal cu 1, luand in considerare caracteristicile geometrice ale sectiunii eficace (vezi si capitolul 6.2).

Ductilitatea elementelor structurale solicitate la intindere este data de ductilitatea de material. In cazul elementelor comprimate si/sau incovoiate, ductilitatea elementelor structurale se defineste prin capacitatea de rotire plastica pentru grinzi, stalpi, contravantuiri comprimate, bare disipative lungi, respectiv capacitatea de deformare plastica la forfecare pentru bare disipative scurte. Ductilitatea elementelor structurale depinde de ductilitatea de material, de ductilitatea de sectiune, de tipul de solicitare, de zveltetea si modul de rezemare a elementului structural. In principiu, ductilitatea elementului structural exprima capacitatea acestuia de a se deforma in domeniul postelastic.

Ductilitatea imbinarilor se exprima prin capacitatea de rotire in domeniul plastic a acestora. Normele de calcul actuale intre care Eurocode 8, partea 1 (EN 1998-1) si AISC 2005, precum si P100-1/2004 impun pentru incadrarea imbinarilor in clasele de ductilitate H sau M valori minime ale capacitatii de rotire plastica. Aceste norme nu contin insa metode evaluare prin calcul a capacitatii de rotire plastica, impunandu-se incercari experimentale. Documentul FEMA 350 si norma ANSI/AISC 358-05 din Statele Unite contin recomandari si criterii de precalificare a unor tipuri de imbinari rigla-stalp pentru cadre necontravantuite in clasele de ductilitate H, M si L. In ghidul de proiectare GP 082/2003, publicat in buletinul Constructiilor nr. 16 din 2004, se prezinta in conformitate cu FEMA 350, solutii constructive si parametri pentru proiectarea imbinarilor ductile la structuri metalice in zone seismice. Totodata, in acest ghid se prezinta procedeul de efectuare a incercarilor experimentale in regim ciclic pentru elemente structurale si imbinari din documentul ECCS, 1985.

Trebuie insa mentionat ca o imbinare structurala nu se rezuma numai la mijloacele de asamblare (suruburi, cordoane de sudura), ci implica interactiunea mai multor elemente componente ce apartin elementelor structurale care se imbina. Spre exemplu, in cazul unui nod rigla-stalp cu placa de capat extinsa si suruburi, se evidentiaza mai multe componente care isi aduc contributia la rezistenta imbinarii (momentul incovoietor capabil), rigiditatea ductilitatea si acesteia (vezi Figura C 6.5, EN1993-1-8). Astfel, nodul este format din doua componente majore: panoul de inima al stalpului si imbinarea propriu-zisa. La randul sau, se pot evidentia urmatoarele componente ale imbinarii: suruburile, placa de capat, talpa stalpului supusa la incovoiere, inima stalpului supusa la compresiune si intindere, inima stalpului supusa la intindere, talpa riglei solicitata la compresiune. In functie de tipologia nodului, numarul componentelor poate fi mai mare sau mai mic. Intre aceste componente, unele (de exemplu panoul de inima al stalpului, placa de capat, etc.) au capacitatea de a se deforma in domeniul plastic, asigurand o comportare ductila imbinarii, altele (de exemplu suruburile si cordoanele de sudura) au o comportare fragila. Este necesar ca prin proiectare componentelor fragile sa li se asigure o suprarezistenta fata de elementele ductile ale imbinarii, pentru li se asigura o comportare elastica pe toata durata actiunii seismice. Pentru a asigura o comportare ductila a unui nod per ansamblu, componenta (sau componentele) imbinarii cu rezistenta cea mai mica vor trebui sa posede cele mai bune proprietati de ductilitate.

1. panou de inima solicitat la forfecare

2. imbinare

3. componente (ex. suruburi, placa de capat, etc.)

Nod = panou de inima solicitat la forfecare + imbinare

Figura C 6. . Componentele unui nod rigla-stalp.

Suprarezistenta si ductilitatea se asigura prin proiectare, printr-o alegere corespunzatoare a materialului, printr-o corecta alcatuire si dimensionare a imbinarii, dar, in acelasi timp, acestea depind de calitatea executiei.

Ductilitatea structurala se asociaza cu capacitatea de deformarea laterala a structurii in domeniul post-elastic pe durata actiunii seismice. Ductilitatea structurala integreaza ductilitatea de material, ductilitatea sectiunilor, ductilitatea elementelor structurale si a imbinarilor. In functie de valoarea deplasarii relative de nivel se pot stabili criterii de performanta pentru proiectarea structurilor, dupa modelul FEMA 356.

Valorile limita ale deplasarii relative de nivel continute in paragraful 4.6.3.2. din P100-1/2004, reprezinta conditii pentru asigurarea integritatii elementelor nestructurale (pereti de inchidere si compartimentare), si nu au legatura cu performanta structurala la starea limita ultima.

5.5 Reguli de proiectare pentru imbinari in zone disipative

(1) Prin conceptia constructiva, dimensionare, tehnologie de executie si controlul calitati acesteia, se vor evita concentrarile de tensiuni si aparitia unor tensiuni reziduale mari in imbinarile elementelor structurale, in special in acele componente care au un caracter fragil.

(2-3) P100-1/2004 nu admite formarea articulatiilor plastice in imbinari, impunand o suprarezistenta de 1.20 pentru imbinarile realizate cu sudura in adancime cu patrundere completa (nivel de acceptare B conform normativ C150/1999), respectiv de 1.1gov=1.375 pentru imbinarile realizate cu suduri in relief sau cu suruburi. Aceasta inseamna ca imbinarile rigla-stalp ale cadrelor metalice necontravantuite trebuie proiectate astfel ca sa lucreze in domeniul elastic pe durata actiunii seismice. Concomitent, norma impune cerinte de ductilitate (capacitate de rotire plastica minima): 0.035 rad pentru structurile din clasa de ductilitate H si 0.025 rad pentru structurile din clasa de ductilitate M. Aceasta conditie este redundanta, in situatia in articulatiile plastice se formeaza in grinzile cadrului, iar imbinarile raman in domeniul elastic. In principiu, capacitatea de comportare ductila a imbinarilor trebui verificata doar in cazul acestea sunt dimensionate ca imbinari disipative.

Norma europeana Eurocode 8, partea 1 (EN1998-1.1) respectiv normele americane (AISC 2002, AISC 2005) permit formarea articulatiilor plastice si in imbinari in conditiile in care rigiditatea si capacitatea reala de rezistenta sunt luate in calcul in analiza structurii si se asigura ductilitatea necesara.

(4) Imbinarile cu suruburi solicitate la forfecare vor fi realizate cu suruburi de inalta rezistenta, pretensionate pentru a realiza transmiterea eforturilor prin frecare. Sunt admise imbinari din categoriile B (lunecarea impiedecata la starea limita de serviciu) si C (lunecarea impiedecata la starea limita ultima) conform EN 1993-1.8. Suprafetele pieselor in contact vor fi prelucrate pentru a se incadra in clasele A (coeficient m³0.5) si B (m³0.4) conform EN 1090-2, respectiv normativul C133-82. In cazul imbinarilor solicitate perpendicular pe planul acestora (cu suruburi solicitate la intindere), suprafetele pieselor in contact vor fi prelucrate pentru a se incadra in clasele B (coeficient m³0.4) si C (m³0.3) conform EN 1090-2, respectiv normativul C133-82. Aceste imbinari se realizeaza cu suruburi de inalta rezistenta pretensionate (categoria E conform EN 1993-1.8).

(5) In scopul favorizarii unui comportament ductil, in cazul imbinarilor cu suruburi solicitate in planul lor, rezistenta la forfecare a suruburilor va depasi cu cel putin 20% rezistenta la presiune pe peretii gaurii. In acest fel se asigura un mod de cedare ductil prin plastificare gaurii (ovalizare plastica), evitand forfecarea tijei, care reprezinta un mod de cedare fragil.

(6-7) Datorita conditiilor extreme de solicitare a imbinarilor in zone disipative ale structurilor supuse actiuni seismice, calculul si alcatuirea corecta a imbinarilor trebuie sa fie verificate prin incercari experimentale. Materialele, detaliile de alcatuire a imbinarii si dimensiunile elementelor structurale vor fi cat mai apropiate de cele utilizate in proiect. Modul de aplicare a incarcarii va avea un caracter ciclic. Incercarile experimentale se vor realiza in conformitate cu prevederile EN 1990 capitolul 5: 'Analiza structurala si proiectarea asistate de experiment' si anexa D 'Proiectarea asistata de experiment', precum si cu recomandarile Conventiei Europene de Constructii Metalice (ECCS, 1985).

Incercarile pe imbinari vor trebui sa confirme cu un coeficient de siguranta adecvat rezistenta si capacitatea de rotire plastica, conform incadrarii in clasa de ductilitate.

Atunci cand nu se efectueaza incercari experimentale specifice pentru un proiect dat, se pot utiliza rezultatele experimentale efectuate pe elemente similare. Totodata, se pot utiliza tipurile de imbinari si criteriile de proiectare pentru imbinarile precalificate conform ANSI/AISC 358-05, respectiv GP 082/2003.

(8) In cazul imbinarilor de cu suruburi inalta rezistenta pretensionate, care lucreaza in planul lor, pentru a tine seama de posibilitatea lunecarii pieselor, ca efect al solicitarii ciclice, imbinarile se vor verifica si ca imbinari cu suruburi obisnuite, in concordanta cu prevederile cu STAS 10108/0-78, respectiv EN 1993-1.8.

(9) Datorita rigiditatii si capacitatii de deformare substantial diferite a imbinarilor cu suruburi si a celor sudate, nu se admit solutii constructive hibride, la care preluarea si transmiterea eforturilor se realizeaza simultan prin suruburi si cordoane de sudura. Pentru premontaj, pot fi insa folosite fie suruburi, fie suduri de solidarizare, cu conditia sa nu fie luate in considerarea la dimensionarea imbinarii propriu-zise.

5.6 Reguli de proiectare pentru suruburile de ancoraj

(1) Solutia de prindere a stalpilor in fundatie, de regula se dimensioneaza pentru a asigura imbinarii de la baza stalpului o suprarezistenta care sa mentina componentele acesteia in domeniul elastic pe tot parcursul actiunii seismice. Eventualele articulatii plastice vor putea sa se formeze numai in stalpi, in vecinatatea imbinarii, dar nu in aceasta. Componentele imbinarii de la baza stalpului sunt suruburile de ancoraj, placa de baza, traversele si rigidizarile (atunci cand exista). Pentru realizarea conditiei de suprarezistenta, imbinarea de la baza stalpilor se va dimensiona sub efectul eforturilor determinate conform relatiei 4.23 din P100-1/2004.

(2) In eventualitatea in care se urmareste realizarea unei imbinari ductile pentru prinderea stalpului in fundatie, se recomanda asigurarea unei zone deformatie libera a suruburilor de ancoraj de minim 5d, unde d este diametrul tijei surubului. Materialul din care sunt confectionate suruburile de ancoraj, va indeplini conditiile de ductilitate specificate in P100-1/2004 capitolul 6.2.



(3) In cazul in care imbinarile de la baza stalpilor s-ar proiecta ca     imbinari ductile, este de preferat sa se evite starile complexe de tensiune in suruburile de ancoraj (intindere si forfecare). In acest scop, P100-1/2004 recomanda forta taietoare sa nu se transmita prin suruburile de ancoraj. In caz contrar, cand imbinarea are suprarezistenta asigurata de relatia 4.23 din P100-1/2004, verificarea suruburilor de ancoraj, se va face pentru efectul combinat al eforturilor de intindere si forfecare, in conformitate cu prevederile STAS 10108/0-78, respectiv EN 1993-1.8.

6 Cadre necontravantuite

6.1 Criterii de proiectare

(1-3) Asigurarea unei capacitati maxime de disipare a energiei seismice are loc in cazul in care mecanismul plastic de tip global. In cazul cadrelor necontravantuite, aceasta conditie corespunde formarii articulatiilor plastice la capetele grinzilor, precum si la baza stalpilor si la partea superioara a stalpilor de la ultimul nivel.

6.2 Grinzi

(1-2) In cazul cadrelor necontravantuite, grinzile reprezinta elementele disipative principale. Disiparea energiei seismice are loc prin formarea articulatiilor plastice din incovoiere la capetele grinzilor. Dezvoltarea momentului plastic capabil al sectiunii si asigurarea capacitatii de rotire sunt influentate de rigiditatea elementului, supletea peretilor sectiunii, precum si prezenta unor forte importante de compresiune si/sau forfecare. De aceea, P100-1/2004 prevede dispunerea unor legaturi laterale suficiente pentru a impiedica pierderea stabilitatii generale a grinzii prin incovoiere-rasucire in ipoteza formarii articulatiei plastice la unul dintre capetele grinzii. In zonele disipative, sectiunile vor fi de clasa 1 pentru clasa H de ductilitate a structurii si de clasa 1 sau 2 pentru clasa M de ductilitate a structurii. Pentru ca momentul capabil al sectiunii si capacitatea de rotire sa nu fie diminuate, forta axiala va fi limitata la 15% din forta axiala plastica a sectiunii, iar forta taietoare va fi limitata la 50% din forta taietoare plastica capabila (vezi relatiile 6.3 si 6.4 din P100-1/2004). In cazul in care forta axiala si/sau forta taietoare din grinda nu respecta conditiile (6.3) si (6.4) din P100-1/2004, grinda nu poate fi considerata element disipativ la incovoiere. In cazul unui calcul structural elastic, fortele taietoare sunt substantial subevaluate fata de nivelul fortelor taietoare din structura care rezulta in domeniul plastic sub actiunea incarcarii seismice. De aceea, determinarea fortei taietoare din grinzile disipative se face in ipoteza formarii articulatiilor plastice la cele doua capete al grinzii (conform relatiei 6.5 din P100-1/2004).

(3) In cazul structurilor slab disipative (clasa L de ductilitate), elementele structurale pot fi realizate cu sectiuni de clasa 3. In acest caz, caracteristicile plastice ale sectiunii vor fi inlocuite cu cele elastice.

(4-5) Pentru a preintampina pierderea stabilitatii generale prin incovoiere-rasucire a grinzilor, acestea vor fi fixate lateral, la talpa superioara si inferioara. Distantele maxime dintre aceste reazeme laterale se determina conform STAS 10108/0-78 si P100-1/2004, paragraful 6.6.2(1). Suplimentar, legaturile laterale trebuie dispuse in zonele in care este posibila formarea articulatiilor plastice. P100-1/2004 contine relatii pentru determinarea rezistentei necesare a acestor prinderi laterale. Studiile efectuate in SUA (AISC 2005, FEMA 350) indica faptul ca in cazul in care grinzile sunt realizate ca si grinzi mixte otel-beton, prinderea dintre talpa superioara si placa de beton armat asigura o legatura laterala suficienta pentru dezvoltarea unor deformatii plastice corespunzatoare unor deplasari relative de nivel de 0.04 radiani. Prinderi suplimentare sunt necesare numai in cazul unor cerinte de ductilitate mai ridicate.

(6) Asigurarea suprarezistentei imbinarilor grinda-stalp poate conduce in multe cazuri la solutii neeconomice. O alternativa o constituite reducerea latimii talpilor grinzii in apropierea zonei de imbinare grinda-stalp, prevazuta in P100-1/2004, (Figura C 6.6)Detalii de alcatuire si relatii de calcul pentru aceasta solutie sunt disponibile in FEMA 350, ANSI/AISC 358-05 si GP 082/2003.

Figura C 6. . Grinda cu sectiune redusa .

6.3 Stalpi

(1) Stalpii care fac parte din structura principala de rezistenta trebuie sa posede o rezistenta suficienta pentru a evita plastificarea lor sub efectul actiunii seismice de calcul (vezi 5.1-5.4). Exceptie fac sectiunile stalpilor in care se permit formarea articulatiilor plastice, respectiv la baza stalpilor si la partea superioara a stalpilor de la ultimul nivel (vezi 6.1).

Pentru asigurarea suprarezistentei necesare a stalpilor, eforturile de calcul se obtin prin insumarea eforturilor din componenta seismica amplificate cu factorul 1.1govWM si a celor din componenta gravitationala, conform relatiilor (6.6) din P100-1/2004.

In cazul in care valoarea WM nu se determina printr-un calcul detaliat, se pot adopta valorile recomandate in anexa F.4 din P100-1/2004. Trebuie insa precizat ca valorile factorilor recomandati in tabelul F.2 din anexa corespund produsului 1.1govWM (de exemplu, 1.1govWM=3 pentru cadre necontravantuite).

Intrucat este posibil ca nu intotdeauna conditiile de suprarezistenta introduse prin relatiile (6.6) sa conduca la evitarea aparitiei articulatiilor plastice in stalpi, se recomanda, ca, daca proiectarea nu are la baza un calcul in domeniul inelastic, sa se faca si verificarea conditiei de grinda slaba – stalp tare, in conformitate cu prevederile din AISC 2005.

(2) Verificarea de rezistenta si stabilitate a stalpilor se va efectua conform STAS 10108/0-78. Pentru determinarea lungimilor de flambaj ale stalpilor structurilor multietajate se pot folosi prevederile din anexa F.5.

(4) Transferul eforturilor de la grinda la stalp se va face tinand seama de modul real de lucru al imbinarii grinda-stalp: imbinare rigida cu rezistenta totala, caz in care structura se considera continua, transferul momentului plastic incovoietor de pe grinda pe stalp fiind complet; imbinare semirigida partial rezistenta, caz in care structura este semi-continua, capacitatea de transfer a imbinarii fiind partiala in raport cu momentul plastic capabil al grinzii.

(5) Incercarile experimentale realizate pe noduri grinda-stalp au demonstrat ca panoul de inima al stalpului are un aport important la ductilitatea totala a nodului. Desi panoul de inima al stalpului are un comportament ductil, deformatiile excesive ale acestuia au un efect defavorabil asupra comportarii de ansamblu al nodului. De aceea, pentru a evita dimensionarea unor panouri de inima a stalpului prea slabe, P100-1/2004 impune verificarea relatiei (6.8). Forta taietoare de calcul din panou se determina in ipoteza formarii articulatiilor plastice in grinzile adiacente, pe baza momentelor plastice capabile. Pentru determinarea rezistentei panoului de inima al stalpului, se iau in considerare rezistenta la forfecare a inimii stalpului, precum si aportul talpilor stalpului, conform relatiilor (6.9-6.10 din P100-1/2004). Relatiile pentru determinarea rezistentei la forfecarea a panoului de inima al stalpului tin seama de reducerea rezistentei in prezenta unor forte axiale mari (). Cresterea rezistentei la forfecarea a panoului de inima al stalpului poate fi obtinuta prin dispunerea unor placi suplimentare (de dublare), vezi Figura C 6.7.

   

Figura C 6. . Placi de dublare pentru panourile de inima, AISC 2005.

(6) Pentru asigurarea rezistentei si ductilitatii panoului de inima, este necesara evitarea voalarii acestuia. In acest scop grosimea inimii stalpului si a placilor de dublare (atunci cand sunt folosite) trebuie sa respecte relatia (6.11) din P100-1/2004. In cazul in care inima stalpului si/sau placile de dublarea nu satisfac aceasta grosime, acestea pot fi solidarizate prin intermediul unor suduri in gauri, astfel ca suma grosimilor inimii si a placilor de dublare sa satisfaca relatia (6.11) din P100-1/2004, vezi Figura C 6.8.

rigidizari de continuitate

 

suduri in gauri

 

placi suplimentare pe inima

 

Figura C 6. . Solidarizarea inimii stalpului si a placilor de dublare, AISC 2005.

(7-9) Asigurarea rezistentei si rigiditatii nodurilor grinda-stalp necesita, in general, dispunerea pe ambele parti ale stalpului a unor rigidizari de continuitate la nivelul talpilor grinzii. Aceste rigidizari asigura transferul solicitarilor de la talpile grinzii la stalp. Rigidizarile servesc de asemenea si la delimitarea panoului de inima al stalpului, care reprezinta o zona puternic solicitata. Rigidizarile vor fi proiectate astfel ca sa posede o rezistenta cel putin egala cu cea a talpilor grinzii.

(10) In zona imbinarii rigla-stalp, talpile stalpului trebuie legate lateral. Aceste legaturi laterale pot fi realizate prin intermediul contravantuirilor, grinzilor, planseelor de beton, etc. In cazul in care nu exista astfel de elemente in structura, se vor dispune elemente speciale, care trebuie posede o rezistenta de minim 0,02 fy tf b (tf, b – dimensiunile talpii grinzii).

6.4 Imbinari grinda-stalp

(1-2) La cadrele necontravantuite zonele disipative sunt amplasate la capetele grinzilor. P100-1/2004 nu permite formarea articulatiilor plastice in imbinari. Prin asigurarea unei suprarezistente fata de zona disipativa, imbinarile sunt proiectate sa lucreze in domeniul elastic pe toata durata actiunii seismice.

Pentru indeplinirea cerintelor de siguranta la starea limita ultima sub efectul incarcarii seismice, zonele plastice potential (zonele din grinzi adiacente imbinarilor grinda-stalp) trebui sa posede o capacitate de rotire plastica adecvata (0.035 radiani pentru clasa de ductilitate H si 0.025 radiani pentru clasa de ductilitate M). In cazul in care imbinarile nu au o suprarezistenta suficienta (sunt partial rezistente), articulatiile plastice se formeaza in imbinari (situatie permisa de normele seismice europene si cele americane: EN1998-1.8, respectiv AISC 2005). In acest caz, imbinarile trebuie sa posede capacitatile de rotire specificate anterior. Determinarea capacitatii de rotire a imbinarilor trebuie demonstrata prin incercari experimentale.

In cazul in care imbinarile sunt suprarezistente fata de zonele disipative din grinzi, iar grinzile sunt proiectate conform capitolului 6.6.2 din P100-1/2004, capacitatea de rotire in articulatiile plastice din grinzi poate fi considerata adecvata.

Capacitatea de rotire qp a imbinarilor sau a zonelor din grinzi adiacente imbinarilor, se determina cu relatia , unde d reprezinta deformatia grinzii la mijlocul deschiderii, iar l este deschiderea grinzii (vezi Figura C 6.9).

Figura C 6. Deformarea grinzii d pentru calculul qp

Capacitatea de rotire qp in articulatiile plastice trebuie asigurate pentru o incarcare ciclica, fara o degradare de rezistenta si rigiditate mai mare de 20% (vezi Figura C 6.10). Aceasta cerinta este valabila independent de amplasarea articulatiei plastice (imbinare sau grinda). Deformatia elastica a stalpului nu trebuie luata in considerarea la determinarea lui qp. In cazul in care panoul de inima al stalpului se plastifica, contributia acestuia la capacitatea de rotire totala nu trebuie sa depaseasca 30%.

Moment incovoietor

M0.035³0.8Mp

 

M0.035³0.8Mp

 

-0.035 0 0.035
Rotire, rad

Figura C 6. . Nivelul de acceptare al degradarii de rezistenta, AISC 2005.

6.5 Imbinarile de continuitate ale stalpilor

Imbinarile de continuitate ale stalpilor sunt imbinari prin contact, forta de compresiune considerand ca se transmite direct intre fetele transversale. Calculul se face in conformitate cu prevederile din GP 016-97. Amplasarea imbinarilor trebuie astfel alese incat imbinarea sa poata fi executata cu usurinta, direct de pe planseu.

7 Cadre contravantuite centric

7.1 Criterii de proiectare

(1-3) Cadrele contravantuite centric disipeaza energia seismica prin deformatii plastice axiale ale contravantuirilor. Incercarile experimentale pe contravantuiri solicitate la incarcari ciclice axiale au aratat ca dupa producerea flambajului in domeniul plastic, forta capabila de compresiune scade dramatic in ciclurile de incarcare succesive, ceea ce conduce la reducerea dramatica a energiei disipate prin deformatiile de compresiune. Astfel, preluarea fortelor laterale seismice si disiparea energiei are loc preponderent in contravantuirile intinse.

Pentru a asigura o comportare uniforma a structurii per ansamblu, pentru ambele sensuri ale actiunii seismice, proiectia orizontala a ariei contravantuirilor ascendente trebuie sa fie cat mai apropiata de cea a contravantuirilor descendente (vezi relatia 6.15 din P100-1/2004).

Figura C 6. Diagrama ciclica forta-deplasare pentru o contravantuire, AISC 2005.

7.2 Criterii de proiectare

(1) Contravantuirile reprezinta elementele disipative la cadrele contravantuite centric, ceea ce implica reducerea semnificativa a capacitatii portante la compresiune in urma deformatiilor plastice care au loc in timpul unui cutremur. De aceea, dupa incetarea efectelor actiunii seismice, cand contravantuirile sunt practic scoase din uz, preluarea incarcarilor gravitationale trebuie sa fie asigurata doar de grinzi si stalpi, fara a tine cont de prezenta contravantuirilor.

(2-3) Datorita reducerii semnificative a rezistentei contravantuirilor comprimate in urma flambajului plastic, contributia contravantuirilor comprimate la preluarea fortelor orizontale din actiunea seismica este redusa. Pentru a tine cont de acest aspect intr-un calcul elastic, la modelarea structurii se considera doar contravantuirile intinse. Exceptie fac structurile cu contravantuiri in V, la care atat contravantuirile intinse, cat si cele comprimate se considera active. Pentru detalii asupra modului practic de efectuare a calcului structural si de determinare a eforturilor, vezi C6.4(1-2).

In cazul in care se efectueaza un calcul neliniar static sau dinamic, se pot considera atat contravantuirile intinse, cat si cele comprimate, in urmatoarele conditii:

modelul inelastic al contravantuirii comprimate trebuie sa reflecte comportarea acesteia inainte si dupa flambaj (vezi Figura C 6.11)

modelul de comportarea a contravantuirii comprimate trebuie sa aiba la baza justificari teoretice si experimentale adecvate.

7.3 Calculul diagonalelor

(1-3) Pentru toate sistemele de contravantuiri centrice, zveltetea adimensionala a barelor contravantuirilor se limiteaza superior la 2.0, pentru a preveni flambajul prematur al contravantuirii comprimate. Zveltetea adimensionala se determina conform relatiei:

unde:

A – Aria sectiunii transversale a contravantuirii

fy – limita de curgere nominala

Ncr – forta critica de flambaj minima,

In cazul contravantuirilor cu diagonale in X, zveltetea adimensionala va fi mai mare decat 1.3, pentru a evita suprasolicitarea stalpilor in faza premergatoare flambajului diagonalei comprimate (atunci cand sunt active atat diagonale intinse, cat si cele comprimate).

Relatia dintre zveltetea l (asa cum este definita in STAS 10108/0-78) si zveltetea adimensionala este urmatoarea:

Informativ, pentru un otel OL37 cu limita de curgere fy = 235 N/mm2, limitarea corespunde la .

(4-5) Contravantuirile solicitate la intindere se dimensioneaza astfel incat efortul plastic capabil al sectiunii transversale Npl,Rd sa fie mai mare decat efortul maxim din combinatia seismica NEd. Pentru sistemele cu contravantuiri in V, diagonalele comprimate se vor verifica conform STAS 10108/0-78 la flambaj.

(6) Intrucat la sistemele contravantuite centric diagonalele reprezinta elementele disipative, imbinarile acestora trebuie sa posede o suprarezistenta suficienta, conform capitolului 6.5.5 din P100-1/2004.

(7) Pentru a se asigura un mecanism plastic global, diagonalele active ale sistemului de contravantuiri trebuie sa fie astfel dimensionate, incat sub actiunea fortelor seismice sa se plastifice in totalitate (pe toata inaltimea structurii). In acest scop, se recomanda ca valorile maxima si minima ale rapoartelor WNi sa nu depaseasca 25%. Aceasta conditie este dificil de respectat in cazul cladirilor cu multe niveluri, la care actiunea vantului poate impune cerinte de rezistenta si rigiditate diferite fata de actiunea seismica. In cazul in care nu este posibila respectarea cerintei de uniformitate a contravantuirilor, performanta seismica a structurii va fi confirmata printr-un calcul inelastic.



7.4 Calculul grinzilor si stalpilor

(1) La cadrele contravantuite centric, grinzile si stalpii sunt elemente nedisipative. Pentru a preintampina deformati plastice in aceste elemente, acestea trebuie sa posede o suprarezistenta suficienta fata de elementele disipative (contravantuirile). Eforturile de calcul in stalpi si grinzi se obtin prin insumarea eforturilor din componenta seismica amplificate cu factorul 1.1govWN si a celor din componenta gravitationala, conform relatiilor (6.16) din P100-1/2004.

(2) In cazul cadrelor cu contravantuiri in V inversat, rezistenta grinzii la forte gravitationale trebuie asigurata in eventualitatea ca in urma actiunii seismice contravantuirile au cedat prin flambaj. In acest scop, calculul grinzii se va face fara a considera reazemul intermediar asigurat de contravantuiri.

In cazul cadrelor cu contravantuiri in V, efectul fortei neechilibrate din diagonala comprimata care poate flamba sub efectul actiunii seismice, se aplica pe grinda considerand:

pentru diagonala intinsa o forta egala cu rezistenta plastica a sectiunii Npl,Rd

pentru diagonala comprimata o forta egala cu 0.3Npl,Rd

In urma compunerii, cele doua forte din diagonale vor genera o forta transversala si una axiala pe grinda. Grinda trebuie sa fie verificata pentru a rezista sub efectul acestor forte.

(3) Buna functionare a sistemelor cu contravantuiri in V este asigurata de impiedecarea pierderii stabilitatii generale a grinzii. In acest scop se vor prevedea legaturi laterale la nivelul talpilor grinzii in sectiunea de intersectie cu diagonalele.

8 Cadre contravantuite excentric

(1-4) La cadrele contravantuite excentric zonele disipative sunt localizate in barele disipative (linkuri). Celelalte elemente ale cadrelor contravantuite excentric trebuie sa ramana preponderent in domeniul elastic sub efectul fortelor care se pot dezvolta prin plastificarea si ecruisarea barelor disipative. Elementele componente ale cadrelor contravantuite excentric sunt prezentate in Figura C 6.12. Functie de lungimea barei disipative, comportarea plastica a acesteia poate fi dominata de forfecare (pentru bare disipative scurte) sau de incovoiere (pentru bare disipative lungi). Barele disipative pot fi orizontale (pe lungimea grinzii, vezi Figura C 6.12 i-iii) sau verticale (exterioare grinzii, vezi Figura C 6.12 iv).

Pentru a evita concentrarea deformatiilor plastice intr-un numar redus de bare disipative, este necesara asigurarea unui mecanism plastic global. Pentru aceasta, nivelul de solicitare al barelor disipative sub efectul actiunii seismice, trebuie sa fie cat mai uniform.


(i) (ii)

(iii) (iv)
legenda:
a = bara disipativa (link)

b = portiunea de grinda exterioara barei disipative

c = contravantuire

d = stalp

Figura C 6. . Exemple de cadre contravantuite excentric, AISC (2005)

8.2. Calculul barelor disipative

(1) Inima barelor disipative se va realiza fara placi de dublare , deoarece este posibil ca acestea sa nu participe corespunzator la mecanismul plastic al barei disipative. De asemenea, prezenta gaurilor are un efect defavorabil asupra comportarii plastice a barelor disipative, de aceea acestea nu sunt permise.

(2-10) Raspunsul inelastic al barelor disipative depinde semnificativ de lungimea barei disipative, definita prin raportul Mpl,link/Vpl,link. Atunci cand lungimea barei disipative este mai mica decat 1.6Mpl,link/Vpl,link (bare disipative scurte), raspunsul inelastic va fi dominat de forfecare. Daca lungimea barei disipative este mai mare decat 3Mpl,link/Vpl,link (bare disipative lungi), raspunsul inelastic va fi dominat de incovoiere. Pentru lungimi de intermediare ale barei disipative, raspunsul inelastic este caracterizat atat de forfecare, cat si de incovoiere (bare disipative intermediare). Capacitatea de deformare plastica a barelor disipative este in general mai mare pentru barele disipative scurte. Incercarile experimentale (AISC, 2005) au aratat rotiri plastice capabile de 0.08 radiani in cazul barelor disipative scurte si 0.02 radiani in cazul barelor disipative lungi.

In analiza neliniara inelastica, modelarea barelor disipative va trebui facuta in asa fel incat sa respecte cat mai apropiat de realitate mecanismul de disipare proiectat: bara disipativa scurta spre exemplu lucreaza la forfecare, iar ce lunga la incovoiere.

Efectul fortei axiale asupra raspunsului inelastic al barei disipative poate fi neglijat daca forta axiala nu depaseste 15% din forta axiala plastica capabila a barei disipative. In cazul in care nivelul fortei axiale depaseste 15% din forta axiala plastica capabila a barei disipative, forta taietoare capabila si momentul plastic capabil se vor reduce. In acest caz sunt permise doar barele disipative scurte, a caror lungime maxima este data de relatia 6.24 (conform P100-1/2004).

In cazul cadrelor contravantuite excentric la care momentele incovoietoare la cele doua capete ale barei disipative sunt egale (vezi Figura C 6.12.i), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare si lungi) se face cu relatiile 6.25-6.27 din P100-1/2004. In cazul cadrelor contravantuite excentric la care momentele incovoietoare la cele doua capete ale barei disipative sunt diferite (vezi Figura C 6.12.ii-iv), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare si lungi) se face cu relatiile 6.28-6.30 din P100-1/2004.

(11-) O comportare ciclica ductila a barelor disipative se poate obtine printr-o detaliere corespunzatoare a rigidizarilor transversale ale inimii. In acest scop, sunt necesare rigidizari marginale pe ambele parti ale inimii (la ambele capete ale barei disipative), precum si rigidizari intermediare (vezi Figura C 6.13). La barele disipative scurte, rigidizarile intermediare au scopul de a impiedica voalarea plastica a inimii. In acest caz, distanta maxima dintre rigidizarile intermediare depinde de deformatia plastica necesara a barei disipative (AISC 2005), o distanta mai mica fiind necesara pentru o capacitate de deformatie plastica mai mare. La barele disipative lungi, cu lungimea cuprinsa intre 3Mpl,link/Vpl,link si 5Mpl,link/Vpl,link este necesar sa se dispuna cate o rigidizare intermediara la fiecare capat al barei disipative la o distanta egala 1.5b, unde b este latimea talpii, pentru a limita degradarea de rezistenta datorata voalarii plastice a talpilor si a pierderii stabilitatii prin incovoiere-rasucire. In cazul in care lungimea barei disipative depaseste 5Mpl,link/Vpl,link nu sunt necesare rigidizari intermediare. Rigidizarile intermediare se dispun pe ambele parti ale inimii, atunci cand inaltimea barei disipative este mai mare decat 600 mm. In cazul barelor disipative cu inaltimea mai mica de 600 mm, este permisa dispunerea rigidizarilor doar pe o singura parte a inimii.

Prinderea rigidizarilor de inima si talpi se realizeaza prin suduri in relief (de colt). Rigidizarile trebuie detaliate astfel incat sa se evite sudura in zona de racord dintre talpa si inima, aceasta putand sa conduca la reducerea capacitatii de deformare plastica a barei disipative prin initierea unor fisuri in inima (AISC 2005).

In general, intersectia dintre axa grinzii si cea a diagonalei va fi situata la extremitatea barei disipative, insa se accepta ca aceasta intersectie sa fie situata in interiorul barei disipative (vezi Figura C 6.13). Nu se permite ca intersectia dintre axa grinzii si cea a diagonalei sa fie situata in afara barei disipative, deoarece, datorita excentricitatii, vor rezulta momente incovoietoare suplimentare in grinda si contravantuiri.

intersectia dintre axa barei disipative si a diagonalei va fi la capatul sau in interiorul barei disipative

 

legaturi laterale la extremitatile barei disipative

 

e=lungimea barei
disipative

 
 

rigidizari marginale pe toata inaltimea barei disipative - pe ambele parti

 

rigidizari intermediare pe toata inaltimea barei disipative – pe ambele parti pentru h>600 mm

 

Figura C 6. . Elementele principale ale barei disipative (AISC 2005).

8.3 Elemente structurale care nu contin bare disipative

(1) La cadrele contravantuite excentric, stalpii, contravantuirile si segmentele de grinzi situate in afara barelor disipative sunt elemente nedisipative. Pentru a preintampina producerea deformatiilor plastice in aceste elemente, acestea trebuie sa posede o suprarezistenta suficienta fata de barele disipative. Eforturile de calcul in elementele nedisipative se obtin prin insumarea eforturilor din componenta seismica amplificate cu factorul 1.1govW si a celor din componenta gravitationala, conform relatiilor (6.31) din P100-1/2004. Este insa posibil ca relatiile (6.31) sa nu ofere in toate situatiile suprarezistenta necesara in elementele nedisipative. De aceea, se recomanda estimarea directa a eforturilor de calcul in elementele nedisipative printru-un calcul inelastic (static sau dinamic).

Pentru a se asigura un mecanism plastic global, barele disipative trebuie sa fie astfel dimensionate, incat sub actiunea fortelor seismice sa se plastifice in totalitate (pe toata inaltimea structurii). In acest scop, se recomanda ca diferenta dintre valorile maxima si minima ale rapoartelor Wi sa nu depaseasca 25%. Aceasta conditie este dificil de respectat in cazul cladirilor cu multe niveluri. In cazul in care nu este posibila respectarea cerintei de uniformitate a barelor disipative, performanta seismica a structurii va fi confirmata printr-un calcul inelastic.

8.4 Imbinarile barelor disipative

In cazul cadrelor contravantuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12.i, imbinarile grinda-stalp a grinzilor care contin bare disipative se vor dimensiona cu aceleasi relatii folosite la dimensionarea grinzilor (6.31).

In cazul cadrelor contravantuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12.ii-iii, imbinarile grinda-stalp sunt amplasate in zone plastice potentiale si necesita a atentie deosebita. Cercetarile experimentale au aratat ca acest tip de imbinari sunt solicitate intr-un mod diferit fata de imbinarile grinda-stalp de la cadrele necontravantuite (AISC 2005). De aceea, modul de alcatuire a imbinarilor grinda stalp de la cadrele necontravantuite nu asigura intotdeauna o comportare adecvata in cazul sunt folosite pentru imbinari bara disipativa – stalp la cadre contravantuite excentric.

Figura C 6. . Exemplu al unui nod intarit bara disipativa - stalp

Se recomanda ca alcatuirea si dimensionarea imbinarilor bara disipativa – stalp la cadre contravantuite excentric sa fie validate prin incercari experimentale, sau sa se asigure o suprarezistenta fata de bara disipativa. In acest caz imbinarea va fi dimensionata la eforturile corespunzatoare dezvoltarii mecanismului plastic in bara disipativa, amplificate cu gov. In Figura C 6.14 este prezentat un exemplu de alcatuire a unei astfel de imbinari intarite bara disipativa – stalp.

9 Structuri de tip pendul inversat

Caracteristica principala a acestor structuri o constituie localizarea articulatiilor plastice exclusiv in stalpi, si nivelul ridicat al fortei axiale, definit de relatia NSd / Npl Rd ≥ 0,3. Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de apa, platforme sau structuri parter care sustin greutati mari, cum ar fi cele pentru silozuri, buncare, etc. Cadrele parter, de tipul celor care se folosesc pentru hale sau platforme industriale nu se caracterizeaza, de regula, prin dezvoltarea in stalpi a unor forte axiale care sa satisfaca conditia anterioara.

10. Structuri metalice cu nuclee sau pereti din beton armat si pentru structuri duale

C6.10.1. Structuri cu nuclee sau pereti din beton armat

La aceste structuri, fortele orizontale sunt preluate in principal de diafragme sau nuclee de beton armat. Cadrele metalice, de regula necontravantuite, se dimensioneaza din actiuni gravitationale. Deoarece participarea cadrelor metalice la preluarea fortelor seismice orizontale este neglijabila, acestea se verifica conform STAS 10108-0/78, respectiv Eurocode 3, partea 1.1 si Eurocode 3, partea 1.8. Calculul elementelor din beton, care asigura preluarea fortelor seismice, se face in conformitate cu prevederile din cap 5 (P100-1/2004). Proiectantul va avea grija ca detaliile constructive prin care se solutioneaza legaturile dintre structura metalica si cea din beton sa respecte ipotezele de lucru mentionate anterior.

In cazul in care structura metalica are o contributie semnificativa (cel putin 25%) la preluarea fortelor seismice, aceasta se va proiecta pe baza prevederilor din prezentul normativ.

10.2. Structuri duale (cadre necontravantuite plus cadre contravantuite)

O structura alcatuita din cadre contravantuite si necontravantuite poate fi considerata duala atunci cand cadrele necontravantuite au o contributie semnificativa la preluarea fortelor seismice (minim 25% din forta seismica totala). Aceste structuri se proiecteaza cu un factor de reducere q unic. Cadrele contravantuite centric au o capacitate redusa de disipare a energiei seismice. Structura duala, obtinuta prin combinarea cadrelor contravantuite centric cu cele necontravantuite are un raspuns seismic global imbunatatit, datorita redundantei si capacitatii de disipare mai mari a structurii necontravantuite.

In categoria structurilor duale intra si cele obtinute prin combinarea cadrelor contravantuite excentric cu cadre necontravantuite. In acest caz insa, ambele structuri au o capacitate de disipare a energiei seismice comparabila, asocierea lor facandu-se de cele mai multe ori din considerente functionale. Folosirea contravantuirilor excentrice in locul celor centrice conduce la sisteme structurale mai omogene, atat din punct de vedere a rigiditatii cat si a ductilitatii. In plus, impactul contravantuirilor excentrice asupra fluxurilor de circulatie in cladire este mai redus.

In cazul in care participarea cadrelor necontravantuite la preluarea fortelor seismice este mai mica decat 25% din forta seismica totala, contributia acestora se neglijeaza. Factorul de reducere q este cel al sistemului contravantuit, care se dimensioneaza in conformitate cu prevederile capitolelor 6.7 si 6.8. In acest caz cadrele necontravantuite se verifica conform STAS 10108-0/78.

11. Controlul executiei

Asigurarea calitatii executiei unei structuri metalice solicitate seismic, si care s-a proiectat ca structura disipativa este esentiala. In acest scop, la executia si montajul structurii se recomanda ca pe langa prevederile din STAS 767/0-78 si C150-99 sa se respecte prevederile din normele europene EN1090 si EN1993-1.10 (Eurocode 3 partea 1.10).

Bibliografie

Dubina D., Grecea D., Ciutina A., Stratan A. (2000), 'Influence of connection typology and loading asymmetry', in F. Mazzolani (ed.), Moment resisting connections of steel building frames in seismic areas, E & FN SPON, p. 217-244.

Mazzolani, F.M., Moment resistant connections of steel frames in seismic areas: Design and Reliability. London: E & FN Spon, 2000.

EN 1990 'Basis of structural design'. Capitolul 5: 'Structural analysis and design assisted by testing' . Anexa D 'Design assisted by testing'.

Buletinul Construtiilor, nr. 16/2004

P100-92, (1992). 'Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor de locuinte, social-culturale, agrozootehnice si industriale', Ministerul lucrarilor publice si amenajarii teritoriului, Romania.

Eurocode 8 (2003). 'Design of structures for earthquake resistance. Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings'. December 2003. CEN - European Committee for Standardization.

AISC (2002). 'Seismic Provisions for Structural Steel Buildings'. American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA.

AISC (2005). 'Seismic Provisions for Structural Steel Buildings'. American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA.

ANSI/AISC 358-05 (2005). 'Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications', American Institute of Steel Construction, One East Wacker Drive, Suite 700, Chicago, Illinois 60601-1802.

ECCS (1985). 'Recommended Testing Procedures for Assessing the Behaviour of Structural Elements under Cyclic Loads', European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee 1, TWG 1.3 – Seismic Design, No.45

FEMA 350, (2000). 'Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings', SAC Joint Venture.

FEMA 356, (2000). 'Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings', Federal Emergency Management Agency, Washington (DC).



Valorile specificate pentru fy si R sunt valabile pentru grosimi ale tablei £ 16mm



loading...






Politica de confidentialitate

DISTRIBUIE DOCUMENTUL

Comentarii


Vizualizari: 4459
Importanta: rank

Comenteaza documentul:

Te rugam sa te autentifici sau sa iti faci cont pentru a putea comenta

Creaza cont nou

Termeni si conditii de utilizare | Contact
© SCRIGROUP 2020 . All rights reserved

Distribuie URL

Adauga cod HTML in site