CIKLIČNO OBNAŠANJE VARJENIH OJAČANIH SPOJEV PREČKA-STEBER, EKSPERIMENTALNI TESTI CYCLIC BEHAVIOUR OF WELDED STIFFENED BEAM-TO-COLUMN JOINTS, EXPERIMENTAL TESTS Blaž Čermelj, univ. dipl. inž. grad. Znanstveni članek blaz.cermelj@fgg.uni-lj.si UDK 624.046.2:624.014.2 doc. dr. Franc Sinur, univ. dipl. inž. grad. franc.sinur@fgg.uni-lj.si doc. dr. Primož Može, univ. dipl. inž. grad. primoz.moze@fgg.uni-lj.si prof. dr. Darko Beg, univ. dipl. inž. grad.† Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo Jamova 2, 1000 Ljubljana Povzetek l V prispevku je predstavljena študija potresne odpornosti polnonosilnih varjenih spojev prečka-steber. Izvedenih je bilo šestnajst laboratorijskih cikličnih testov na preizkušancih naravne velikosti. Za nedisipativne sovprežne stebre je bilo uporabljeno jeklo visoke trdnosti (HSS), za disipativne prečke pa mehko konstrukcijsko jeklo (MCS). V študijo sta vključeni dve konfiguraciji polnonosilnih varjenih ojačanih spojev: spoj, ojačan z rebri, in spoj, ojačan z veznima pločevinama. Poleg tega sta parametra študije še protokol cikličnega obremenjevanja in prisotnost visokega nivoja tlačne osne sile v stebru. Eksperimentalni rezultati so pokazali dobro obnašanje obravnavanih spojev pri doseženem odmiku plastifikacije proč od pasnice stebra v neojačani predel prečke. Ob praktično nepoškodovanem ojačanem spoju in sovprežnem stebru so vsi spoji izkazali veliko duktilnost in dobro odpornost proti nizkocikličnemu utrujanju. Ključne besede: polnonosilni spoj prečka-steber, ojačan varjeni spoj, sovprežni steber, nizkociklično utrujanje, dodatna upogibna nosilnost Summary l Sixteen cyclic tests on full strength welded stiffened beam-to-column joints were carried out to study their seismic performance. High strength steel (HSS) was used for composite columns as non-dissipative elastic members and mild carbon steel (MCS) for the beams acting as dissipative members. Two typologies of welded full strength connections were studied: rib-stiffened and cover-plate connection. Additional parameters of the study were: different cyclic loading and the presence of high-level com­pressive axial force in the column. Experimental results evidenced good behaviour of the joints in terms of relocation of inelastic action away from the face of the beam-to-column connection into the beam section with correspondingly large ductility, low-cycle fatigue resistance and minimization of damage in the column. Keywords: full strength beam-to-column joint, stiffened welded connection, composite column, low-cycle fatigue, flexural overstrength Obnašanje momentnih pomičnih okvirjev med potresno obtežbo je odvisno predvsem od rotacijske kapacitete spojev prečka-steber s pojavom nizkocikličnega utrujanja. Kot je bilo ugotovljeno v dosedanjih študijah, sta oba pojava v veliki meri povezana predvsem s stopnjo lokalne duktilnosti, tj. z zadostno de­formacijsko kapaciteto v območju nastanka plastifikacije [Gioncu, 2000]. Zaradi povečane upogibne nosilnosti priključene prečke, ki iz­vira iz višje dejanske napetosti tečenja (večje od nominalne vrednosti), in zaradi dodatnega utrjevanja materiala po nastopu plastifikacije lahko nastanejo med potresno obtežbo velike obremenitve varjenega spoja med prečko in pasnico stebra, kar lahko korenito zmanjša mehansko odpornost spojev. Izkušnje iz pre­teklih velikih potresov so pokazale številne nepričakovane poškodbe detajlov jeklenih varjenih spojev ([Miller, 1998], [Nakashima, 1998]). Enega izmed razlogov za velik obseg poškodb in celo prezgodnje porušitve spojev v preteklih velikih potresih v Northridgeu (1994) in Kobeju (1995) je mogoče pripisati upo­rabi projektnih priporočil, ki niso upoštevala dovolj velike dodatne nosilnosti spojev, kar bi omogočilo razvoj polne plastične rotacij­ske kapacitete priključene prečke [Mazzolani, 1995]. Načrtovano obnašanje polnonosilnih spojev v momentnih okvirjih dopušča pojav plastičnih deformacij le v prečki. Posledično sta mejno obnašanje polnonosilnih spojev prečka-ste­ber in s tem celoten odziv momentnih okvir­jev tesno povezana z mejnim obnašanjem priključene jeklene prečke, od katerega je neposredno odvisen nivo obremenitve, ki ga prevzema ojačani spoj. V svoji študiji je D’Aniello [D’Aniello, 2012] potrdil potrebo po dvojni klasifikaciji jeklenih prečk, in sicer glede na njihovo duktilnost in dodatno upo­gibno nosilnost, kot najprimernejši pristop za protipotresno projektiranje momentnih okvirjev. Rotacijska kapaciteta prečke je vir lokalne duktilnosti, ki je potrebna za dosego globalnega disipativnega obnašanja konstruk­cije med potresom. Na drugi strani pa mejna upogibna nosilnost prečke z dejanskim nivo­jem napetosti tečenja in dodatno materialno utrditvijo po nastopu plastifikacije materiala vpliva na celotno dodatno upogibno nosilnost prečke. Ta parameter je pomemben v zaradi pravilne aplikacije hierarhičnega kriterija med posameznimi disipativnimi in nedisipativnimi komponentami konstrukcije. Pri tem je treba izpostaviti dejstvo, da obstoječi standard SIST EN 1998-1 [CEN, 2005b] sicer upošteva faktor dodatne nosilnosti zaradi višje napeto­sti tečenja (glede na nominalno vrednost) in dodatne upogibne nosilnosti zaradi plastične utrditve materiala, vendar ne podaja kriterijev za določitev vrednosti omenjenih faktorjev v povezavi z različnimi kvalitetami jekla, ge­ometrijskimi lastnostmi prečnih prerezov in drugimi potencialnimi viri, ki vplivajo na nivo dodatne upogibne nosilnosti prečk. V preteklih dveh desetletjih je bilo v ZDA in na Japonskem opravljenih veliko eksperimental­nih raziskav z namenom izboljšave obnašanja varjenih spojev med močnimi potresi. V skladu s tem sta se namesto do tedaj uporablje­nega neojačanega spoja uveljavili dve kon­figuraciji izboljšanega momentnega spoja: spoj z reduciranim prerezom prečke (RBS) [Plu mier, 1997] in ojačani spoj [Chen, 2005]. V skladu s konceptom načrtovane nosilnosti je v obeh primerih cilj zasnove odmik cone plastifikacije proč od neduktilnega varjenega spoja prečke na pasnico stebra v predel z oslabljenim oziroma neojačanim prerezom prečke. S tem se izognemo potencialno neduk­tilnemu obnašanju spoja, ki se lahko zgodi že pri manjših plastičnih deformacijah zaradi neduktilne, tj. krhke porušitve varjenega stika med prečko in pasnico stebra. Trenutno se v inženirski praksi, še posebno v ZDA, naj­pogosteje uporablja spoj RBS, saj ojačane konfiguracije spojev v preteklih študijah niso konsistentno izkazale ustreznega obnašanja [FEMA , 2000]. V nasprotju z intenzivnim raziskovanjem in natančnimi priporočili za protipotresno projektiranje varjenih moment­nih spojev na Japonskem in v ZDA pa je v evropski inženirski praksi še vedno prisotno pomanjkanje raziskav na tem področju. V eksperimantalni študiji je obravnavan kon­cept ojačanih spojev prečka-steber v kom­binaciji s hibridno zasnovo momentnih in za­vetrovanih okvirjev. Hibridni koncept predstavlja inovativno rešitev na področju protipotresnega projektiranja jeklenih konstrukcij v Evropi, kjer standard SIST EN 1998-1 [CEN, 2005b] še ne upošteva takšnega koncepta zasnove. Obravnavani sta dve konfiguraciji ojačanega spoja: spoj z navpično privarjenim trikotnim rebrom na obeh pasnicah prečke in spoj, ojačan z veznima pločevinama. Zaradi do­datne nosilnosti in togosti je bil v vseh primer­ih uporabljen sovprežen polnoobbetoniran steber. Ostali parametri študije so: protokol cikličnega obremenjevanja in visok nivo tlačne osne sile v stebru, ki je prisoten predvsem v zavetrovanih okvirjih. Za preizkus cikličnega obnašanja zasnovanih ojačanih spojev je bilo opravljenih šestnajst laboratorijskih testov na preizkušancih naravne velikosti. V članku so opisani zasnovani spoji prečka-steber. Za sistematično primerjavo cikličnega obnašanja obeh uporabljenih konfiguracij ojačanega spo­ja so rezultati testov izvrednoteni z različnimi parametri odziva. Glavni kriterij, uporabljen pri dimenzioniranju polnonosilnih varjenih ojačanih spojev, je, da območje spoja tik ob varjenem stiku prečke na pasnico jeklenega stebra osta­ne v elastičnem območju odziva tudi pod vplivom največje obremenitve, ki prihaja iz polnoplasti ficiranega prereza jeklene prečke (v na daljevanju plastični členek). Pri tem je dodatno upoštevana utrditev materiala v plastičnem členku po doseženi plastifikaciji. V skladu z omenjenim pristopom je polnonosilni spoj prečka-steber dimenzioniran z upošteva­njem pogoja Mj,Rd . .ov ’ ..Mb,Rd; .ov’ = s..ov, kjer je Mj,Rd projektna elastična upogibna nosil­nost prereza ojačanega spoja tik ob pasnici stebra in Mb,Rd projektna plastična upogibna nosilnost osnovnega prereza prečke. Za ce­loten faktor dodatne nosilnosti .ov’ = s..ov je bila privzeta vrednost .ov’ = 1,5, kjer faktor .ov = 1,25 upošteva pričakovano napetost tečenja materiala prečke, faktor s = 1,2 pa dodatno plastično utrjevanje jekla do nastopa lokalnega uklona prečke v plastičnem členku ([Piluso, 2007], [D’Aniello, 2012]). Začetna geometrija trikotnega rebra je bila določena z upoštevanjem pristopa za protipotresno dimenzioniranje momentnih spojev ojačanih z rebri (spoj RS), predstav-ljenim v [Lee, 2002]. Izbrane so bile naslednje dimenzije rebra: višina rebra b.hb/3; naklon diagonale .. 35°; dolžina a= b/tan(.) in c= 25 mm, slika 1. Debelina rebra je bila določena z izpolnitvijo uporabljenega pro­jektnega pogoja za ojačani prerez prečke. Polnonosilni kotni zvari so bili uporabljeni za stikovanje vseh jeklenih komponent spoja, vključno s celotnim stikom med prečko in pasnico stebra. Projektna priporočila za izboljšano obnašanje spojev, ojačanih z veznima pločevinama (spoj CP), so bila povzeta po [Kim, 2000]. Upo­rabljeni sta bili pravokotni vezni pločevini, privarjeni na obe pasnici prečke v kombinaciji s stranskima (vzdolžnima) in prečnim kotnim zvarom na koncu pločevine, slika 1. Pravokotni vezni pločevini s širino, večjo od širine pasnice prečke, omogočata dovolj prostora za kotne zvare in ugodno zmanjšanje potrebne debeline pločevine. Debelina pločevine, enaka debelini pasnice prečke, zadostuje projektnemu po­goju. Izbrana dolžina pločevine, hb, omogoča uporabo dovolj dolgih vzdolžnih kotnih zvarov, Slika 1•Konstrukcijski detajli štirih različnih zasnovanih varjenih spojev RS in CP prečka-steber katerih nosilnost je enaka natezni nosilnosti na pasnico stebra je bil uporabljen polnopene­priključene pločevine. Za stikovanje skupne trirani čelni zvar. Koren čelnega zvara je bil debeline pasnice prečke in vezne pločevine kasneje povarjen s kotnim zvarom. 3•ZASNOVA EKSPERIMENTALNIH TESTOV Za študijo dveh različnih kombinacij kvalitet konstrukcijskega jekla, uporabljenih za prečko in steber – MCS (S355) za prečko in HSS (S460/S690) za jekleni profil stebra – sta bila za vsak tip ojačanega spoja, RS in CP, zasnovana dva različna preizkušanca. Tako so bili za namene testiranja dimenzionirani štirje različni enostranski spoji prečka-steber, slika 1, preglednica 1. Vsi spoji so bili projektirani kot polnonosilni, z izpolnjenim pogojem močan steber/šibka prečka, kot je zahtevano v SIST EN 1998-1 [CEN, 2005b], in s predvideno pozicijo plastičnega členka v osnovnem prerezu prečke tik za ojačanim delom spoja. Spoja z oznako RS1 in CP1 vključujeta prečko s profilom IPE270 v materialu S355 in jekleni profil ste­bra HEB200 iz materiala S460, v na daljevanju imenovan velik steber. Spoja z oznako RS2 in CP2 vključujeta prečko s profilom IPE240 v materialu S355 in jekleni profil stebra HEB160 iz materiala S690, v nadaljevanju imenovan majhen steber. Obe uporabljeni prečki izpolnjujeta kriterije prvega razreda kompaktnosti iz standarda SIST EN 1993-1-1 [CEN, 2005a] in določil za protipotresno projektiranje ANSI/AISC 341-10 [ANSI/AISC, 2010]. Oba sovprežna stebra, poleg izpol­njenega pogoja močan steber/šibka prečka, z dodatnim betonom v tlaku in privarjenima stranskima pločevinama, slika 1, zagotavljata togo obnašanje panela stojine jeklenega pro­ PARAMETER SPREMENLJIVKE tip spoja z rebroma (RS), z veznima pl. (CP) vrednost HSS S460 (RS1, CP1), S690 (RS2, CP2) ampl. ciklične obt. spremenljiva (.1, .2), konstantna (.3, .4) nivo osne sile stebra nizek (.1), visok (.2, .3, .4) ŠT. VARIANT ŠT. PREIZKUŠANCEV 2 2 16 2 2 fila. Pri dimenzioniranju sovprežnih stebrov so bila upoštevana določila iz SIST EN 1994-1-1 (CEN, 2004) in SIST EN 1998-1 [CEN, 2005b]. Uporabljen je bil beton običajnih trdnostnih razredov C25/30 in C30/37 za veliki in mali steber. Zaradi lažje vgradnje svežega betona so bili v mešanici uporabljeni dodatki, kar je pripomoglo k doseženim večjim vredno­stim dejanskih tlačnih trdnosti betona, ki so znašale med 51 in 66 MPa. Poudariti je treba, da sta bila izbor velikosti jeklenih prerezov stebrov in s tem posledično izbor velikosti pro­filov prečk pogojena z navzgor omejeno nosil­nostjo sovprežnih stebrov. Glede na kapaciteto razpoložljive laboratorijske opreme (3000 kN) smo namreč v testih želeli doseči čim višji nivo tlačne osne sile glede na polnoplastično osno nosilnost sovprežnega stebra. Od tod izhajata relativno nizka profila obeh uporabljenih prečk. Končni v testih doseženi nivo tlačne osne sile, z upoštevanjem dejanskih materialnih karak­teristik jekla in betona v stebrih, je znašal med 37 in 41 % polnoplastične tlačne nosilnosti stebrov, z upoštevanjem projektne nosilnosti stebrov pa med 41 in 48 %. Pred testiranjem so bili opravljeni standardni natezni preiz­kusi in Charpy V-testu lomne žilavosti jekla pri temperaturi – 20 °C. Izmerjene materialne karakteristike jeklenih vzorcev iz vseh kompo­nent spojev (profilov in pločevin) izpolnjujejo zahteve iz ustreznih standardov. Razmerje Preglednica 1•Parametri študije s celotnim številom preizkušancev med izmerjeno vrednostjo napetosti tečenja in pripadajočo nominalno vrednostjo (355 MPa) variira med 1,08 in 1,25 za material prečke in med 1,19 in 1,27 za ojačilne pločevine. Pripadajoče vrednosti razmerja med natezno trdnostjo in napetostjo na meji tečenja za prečke znaša med 1,16 in 1,29. Celoten test je bil zasnovan kot simulacija enostranskega zunanjega spoja v jeklenem momentnem okvirju ali notranjega spoja v zavetrovanem okvirju, izpostavljenem hori­zontalni seizmični obtežbi, slika 2a. Steber preizkušanca je po višini podprt v smeri zunaj ravnine na treh mestih. Dodaten sistem bočnih podpor je nameščen na prečki, v bližini plastičnega členka in na prostem koncu prečke, slika 2b. Prvih osem testov je bilo izvedenih s spre­menljivo postopno naraščajočo amplitudo cikličnega obremenjevanja v skladu s pro­tokolom iz ANSI/AISC 341-10. Vsak izmed štirih različnih spojev (RS1, RS2, CP1 in CP2) je bil obremenjen s prisotnostjo osne sile v stebru in brez tega, kar je v nadalj­njem besedilu označeno z dodatno oznako 1 in 2 k imenu vsakega od štirih različnih preizkušancev: RS1.1 in RS1.2, RS2.1 in RS2.2, CP1.1 in CP1.2, CP2.1 in CP2.2, pre­glednica 1. Ker v raziskovalnem delu želimo ovrednotiti nizkociklično utrujanje ojačanih spojev v primeru splošne ciklične obre­ a) b) Slika 2•a) Statični model preizkušanca b) Postavitev eksperimenta menitve, smo poleg običajno uporabljene spremenljive zgodovine obremenjevanja za namene prekvalifikacije spojev uporabili do­datna dva obremenitvena protokola s kon­stantno ampli tudo obremenjevanja. Na pod­lagi analize lokalnega plastičnega odziva že testiranih spojev sta bili izbrani dve različni amplitudi: 35 mm (0,019 rad) in 60 mm (0,033 rad), v nadaljnjem besedilu imeno­vani mala in velika konstantna amplituda. Obe amplitudi sta bili vnaprej skrbno izbrani z namenom, da se v primeru vsakega od štirih različnih spojev dosežeta dva različna nizkociklična odziva: z nastopom lokalnega izbočenja prečke v območju plastičnega členka in brez tega, za veliko in malo kon­stantno amplitudo. Izbrani pristop omogoča natančno analizo akumulacije poškodb pri nizkocikličnem utrujanju spojev. Oba proto­kola s konstantno amplitudo cikličnega obre­menjevanja sta bila uporabljena na vsakem od štirih različnih spojev RS1, RS2, CP1 in CP2, v nadaljnjem besedilu označenih z dodatno oznako 3 in 4, preglednica 1. Poleg tega je bil v vseh osmih testih prisoten poln nivo tlačne osne sile v stebru. V vseh testih je bil uporabljen kvazistatičen način obremenjevanja s hitrostjo pomika na prostem koncu prečke 1,3 mm/s in s pri­padajočim največjim zabeleženim prira stom deformacij 0,0009/s. Vsak test je trajal do nastopa porušitve preizkušanca, zazna­movane s pretrgom pasnice, čemur je sledil očiten padec nosilnosti in togosti spoja. Pre­gled vseh parametrov eksperimentalne študije je prikazan v preglednici 1. ostal v elastičnem območju odziva, pri tem pa je betonski ovoj, z izjemo manjših razpok v lokalnem območju spoja prečka-steber, ostal popolnoma nepoškodovan. Tipičen odziv var­jenega ojačanega spoja po končanem testu je predstavljen na sliki 3 za preizkušanec RS2.2 in na sliki 4 za preizkušanec CP1.2. Moment Mh, določen v centru plastičnega členka, nor­miran z nominalno vrednostjo plastičnega momenta prečke Mpl,b nom, je predstavljen v odvisnosti od celotne rotacije spoja ., slika 5. Privzeto mesto plastičnega členka za obe konfiguraciji ojačanega spoja, RS in CP, je 4•REZULTATI 4.1 Ciklični testi s spremenljivo amplitudo Odziv vseh osmih spojev RS in CP, preizkušanih s spremenljivo postopno naraščajočo ampli­tudo rotacije, je izkazal stabilen histerezni odziv z doseženo veliko plastično rotacijo pred na stopom porušitve posameznega preizkušanca, sliki 3 in 4. V nobenem izmed osmih spojev ni bilo predčasne neduktilne porušitve. Vsak od štirih različnih spojev v skupini preizkušancev, testiranih brez tlačne osne sile v stebru, RS1.1, RS2.1, CP1.1 in CP2.1, je izkazal zelo podoben odziv v primerjavi z enakim spojem, testiranim ob prisotnosti osne sile v stebru, RS1.2, RS2.2, CP1.2 in CP2.2, sli­ka 6. Tudi po opravljeni analizi poškodovanosti zvarov med ojačanim delom prečke in pasnico stebra med omenjenima skupinama spojev ni bilo opaziti pomembnih razlik. Na podlagi primerjave lokalnega in globalnega odziva med omenjenima skupinama preizkušancev, testiranih s prisotnostjo tlačne osne sile v stebru in brez tega, lahko zaključimo nasled­ nje: (1) uporabljeni nivo tlačne osne sile v stebru (ca. 40 % dejanske plastične tlačne nosilnosti sovprežnega stebra) ni povzročil opaznih dodatnih poškodb v profilu zvara med ojačanim prerezom prečke in pasnico stebra, ki bi lahko poslabšale ciklični odziv spoja; (2) rezultati, dobljeni na vseh štirih različnih spojih, RS1, RS2, CP1 in CP2, so ponovljivi. Sovprežni steber je v vseh šestnajstih testih Slika 3•Odziv preizkušanca RS2.2 odmaknjeno od konca ojačilnih pločevin za četrtino višine prečke. Za natančen opis odziva preizkušancev, obre­menjenih s prečno obtežbo na prostem koncu prečke, so bile, v skladu s spodaj opisanim postopkom, določene posamezne elastične in plastične komponente rotacije spoja prečka­stebr, slika 5. Celotna rotacija spoja . je določena s kvo­cientom med celotnim pomikom na koncu prečke in razdaljo med točko vnosa pomika in središčno osjo stebra (1800 mm). Plastični del rotacije spoja .pl je dobljen z odštetjem elastičnih upogibnih in strižnih deformacij prečke kot tudi celotnega prispevka stebra zaradi elastičnega upogiba in deformacije strižnega panela, ki je v vseh šestnajstih testih ostal omejen in je znašal med 5,8 in 9,3 % rad. V skladu z zgoraj opisanim postopkom plastična rotacija spoja .pl torej predstavlja plastično rotacijo prečke .pl,b, slika 5. Za nadaljnjo oceno in primerjavo cikličnega odziva preizkušanih spojev so bili uporabljeni trije mejni kriteriji, ki so grafično predstavljeni na slikah 3 do 6. Prvi kriterij (N1, .1) predstav­lja stanje nastopa popolne porušitve spoja. Pri tem je upoštevan zadnji še polni cikel v odzivu preizkušanca. Drugi kriterij (N2, .2) se nanaša na stanje preizkušanca z ne več kot 20 % padcem največje nosilnosti oziroma začetne togosti in ustreza kriteriju, podanem v SIST EN 1998-1. Tretji mejni kriterij (N3, .3) pa se nanaša na stanje z ne več kot 20 % padcem dejanskega plastičnega momenta prečke Mpl,b act. Potek momentov v zaporednih amplitudah rotacije spoja za dva izbrana referenčna preizkušanca spojev RS in CP je prikazan na sliki 6. Poleg označenih vrednosti momenta pri 20 % padcu Mh max in Mpl,b act je za posamezni preizkušanec označen zadnji cikel, ki še ustreza mejnemu kriteriju z manj kot 20 % padcem začetne togosti spoja. Število polnih ciklov Ni v povezavi s tremi uporabljenimi mejnimi kriteriji je prikazano v preglednici 2 za vseh šestnajst testiranih spojev. Kot je razvidno iz preglednice 2 in slike 6, 20 % padec nosilnosti in togosti, vključen v drugem mejnem kriteriju, za vse spoje, obremenjene s spremenljivo amplitudo rotacije, nastopi v istem ciklu. Izjema sta le preizkušanca CP1.1 in CP2.2, kjer sta oba pogoja izpolnjena v sledečih si ciklih. Na podlagi tega lahko zaključimo, da oba kriterija, glede na nosilnost in togost, za omenjeno skupino preizkušancev predstavljata enakovreden kriterij. Padec nosil­nosti in togosti spojev, razviden s slik 3 do 6, je posledica lokalnega izbočenja prečke v Slika 4•Odziv preizkušanca CP1.2 a) b) Slika 5•a) Analiza rotacij preizkušanca b) Izmerjene elastične in plastične komponente rotacije Slika 5•spoja CP1.2 a) b) Slika 6•Potek momenta v amplitudah vsiljene rotacije: a) RS1.2 in RS2.2, b) CP1.2 in CP2.2 spoj amplituda N1 N2 N3 spoj N1 N2 N3 RS1.1 sprem. 13LB 9a,b 10 CP1.1 15LB 11a, 10b 13 RS1.2 sprem. 14LB 8a, b 10 CP1.2 15LB 9a, b 12 RS1.3 konst. 76FR 73a, 76b 73 CP1.3 126FR 124a, 125b 125 RS1.4 konst. 29FR 13a, 23b 26 CP1.4 40LB 12a, 38b 36 RS2.1 sprem. 17LB 12a, b 14 CP2.1 17LB 12a , b 15 RS2.2 sprem. 17LB 12a, b 14 CP2.2 16LB 11a, 12b 15 RS2.3 konst. 138FR 133a, 138b 134 CP2.3 155FR 153a, 154b 153 RS2.4 konst. 32FR 31a,b 31 CP2.4 62LB 41a, 61b 61 Način porušitve: LB – lokalni uklon prečke, FR – pretrg pasnice prečke. Drugi mejni kriterij: a 20 % padec nosilnosti, b 20 % padec togosti. Preglednica 2•Število polnih ciklov v plastičnem območju Ni v skladu z izbranimi mejnimi kriteriji območju plastičnega členka za ojačanim de­lom prečke. Manjši vpliv lokalnega izbočenja je opazen pri manjši, bolj kompaktni prečki. Po končanih testih ni bilo opaziti poškodb v zvarih ojačanih spojev RS in CP ob pas­nici stebra kot tudi ne v zvarih okrog reber in veznih pločevin. Pri tem je treba poudariti, da so se v primeru vseh RS spojev prve razpoke med testom pokazale v območju tik za kon­cem rebra v toplotno vplivni coni kotnega zvara, vendar v nobenem od primerov niso vplivale na končno porušitev spoja. Cona največje koncentracije plastičnih deformacij se je namreč z naraščajočo amplitudo rotacije spoja in posledično pod vplivom hkratnega povečevanja lokalnega izbočenja pasnic preselila v območje plastičnega členka neko­liko proč od konca ojačanega dela prečke, kjer je zaradi nizkocikličnega utrujanja nastopil pretrg pasnice prečke. V preglednicah 3 in 4 so zbrani preostali izmerjeni parametri odziva vseh šestnajstih spojev RS in CP. Poleg že omenjenih vred­nosti v zvezi z dodatno upogibno nosilnostjo Mh max/Mpl,b nom preglednici vsebujeta vrednosti največje dosežene plastične rotacije prečke .pl (.pl,1, .pl,2, .pl,3) in ustrezne akumulirane pla stične rotacije ..pl (..pl,1, ..pl,2, ..pl,3), iz vrednotene za vse tri izbrane mejne kri­terije. Poročane vrednosti plastičnih rotacij spojev so določene glede na središčno os stebra in predstavljajo manjšo vrednost, dobljeno za pozitivno in negativno smer obremenjevanja. Za vseh osem spojev RS in CP, testiranih s spremenljivo, korakoma naraščajočo ampli­tudo cikličnega obremenjevanja plastična rotacija .pl,1 znaša med 0,062 in 0,078 rada, brez večjih razlik med obema tipoma ojačanega spoja in velikostjo prečke. Vred­nosti akumulirane plastične rotacije ..pl,1 so za manjšo prečko, za obe konfiguraciji ojačanga spoja, precej večje, kar je posledica manjšega vpliva nizkocikličnega utrujanja bolj kompaktne prečke (večje število ciklov do porušitve), slika 6. 4.2 Ciklični testi s konstantno amplitudo Z ustrezno načrtovano izbiro parametrov študije, pri čemer sta bili uporabljeni dve različni amplitudi konstantnega cikličnega obremenjevanja (mala (0,019 rad) in velika (0,033 rad)) v kombinaciji z dvema različ­nima profiloma prečk (IPE240 in IPE270) in za dva različna tipa ojačanega spoja (RS in CP), sta bila dobljena dva različna od­ziva nizkocikličnega utrujanja spojev, ki sta natančneje opisana v nadaljevanju. Karakteristika odziva Skupini spojev: max max/ .pl (rad) ..pl (rad) Mh Mh nom RS1&RS2 (kNm) Mpl,b .pl,1 .pl,2 .pl,3 ..pl,1 ..pl,2 ..pl,3 RS1.1 215,2 1,25 0,071 0,036 0,054 1,505 0,626 0,829 RS1.2 218,3 1,27 0,074 0,036 0,055 1,832 0,531 0,877 RS1.3 192,8 1,12 0,006 1,728 1,640 1,640 RS1.4 210,2 1,22 0,021 2,167 0,930 1,930 RS2.1 177,7 1,36 0,076 0,041 0,055 2,044 0,852 1,264 RS2.2 175,7 1,35 0,078 0,044 0,056 2,138 0,921 1,344 RS2.3 149,5 1,15 0,006 2,305 2,191 2,212 RS2.4 165,1 1,27 0,017 2,018 1,942 1,942 Preglednica 3•Eksperimentalni rezultati za skupino spojev RS Skupini Karakteristika odziva spojev: CP1&CP2 Mh max (kNm) Mh max/ Mpl,b nom .pl,1 .pl (rad) .pl,2 .pl,3 ..pl,1 ..pl (rad) ..pl,2 ..pl,3 CP1.1 218,8 1,27 0,062 0,030 0,051 1,547 0,546 1,088 CP1.2 217,3 1,26 0,071 0,037 0,061 1,658 0,480 0,967 CP1.3 198,2 1,15 0,005 2,316 2,272 2,293 CP1.4 220,5 1,28 0,021 2,920 0,809 2,609 CP2.1 177,9 1,37 0,076 0,039 0,064 1,981 0,815 1,458 CP2.2 177,2 1,36 0,068 0,040 0,054 1,815 0,726 1,103 CP2.3 148,7 1,14 0,004 2,302 2,260 2,260 CP2.4 166,8 1,28 0,019 3,960 2,526 3,887 Preglednica 4•Eksperimentalni rezultati za skupino spojev CP Slika 7•Odziv preizkušanca CP2.3, obremenjenega z malo konstantno amplitudo a) b) Slika 8•Potek momenta v amplitudah vsiljene rotacije: a) RS1.3 in RS2.3, b) CP1.3 in CP23 V nobenem izmed štirih preizkušancev, testi­ranih z malo konstantno amplitudo, RS1.3, RS2.3, CP1.3, CP2.3, ni bilo lokalnega izbočenja prečke v območju plastičnega členka vse do porušitve spoja. Za vse štiri preizkušance je značilen praktično konstanten potek amplitude momenta skozi celoten test. Izrazitejši padec nosilnosti se je zgodil šele v zadnjih nekaj ciklih, ko je razpoka tik za zva­rom na koncu ojačanega dela napredovala v popoln pretrg pasnice, s tem pa dokončna porušitev preizkušanca, sliki 7 in 8. Glavni vzrok porušitve omenjenih štirih spo­jev RS in CP je bil pretrg pasnice na koncu ojačanega dela prečke, ki je nastal zaradi stabilnega napredovanja duktilne razpoke v tem območju. V primeru obeh spojev RS je bil opažen začetek razpok na sredini pasnice prečke v toplotno vplivni coni kotnega zvara rebra, medtem ko so se v primeru obeh spojev CP razpoke širile v območju toplotno vplivne cone prečnega kotnega zvara na koncu vezne pločevine od prostega roba pasnice prečke v notranjost. Ciklični odziv preostalih štirih preizkušancev, obremenjenih z veliko konstantno amplitudo, RS1.4, RS2.4, CP1.4 and CP2.4, je bil zazna­movan s pojavom lokalnega izbočenja prečke v območju plastičnega členka tik za ojačanim delom, sliki 9 in 10. Porušitev obeh spojev CP je bila podobna tisti pri preizkušancih, testiranih s spremen­ljivo postopoma naraščajočo amplitudo ro­tacije: redukcija nosilnosti zaradi lokalnega izbočenja pasnic, ter naknadnega izbočenja stojine prečke, ki mu je sledil pojav duktilne razpoke v najbolj zgubanem delu pasnice prečke, slika 10b. V nasprotju s tem pa je v primeru obeh spojev RS začetek duktilnih razpok v toplotno vplivni coni kotnega zvara na koncu rebra vodil v popoln pretrg pasnice prečke, podobno kot v primeru obeh spojev RS, testiranih z malo konstantno amplitude, sliki 9 in 10a. V vseh osmih preizkušancih je ojačani del prečke ostal v elastičnem območju in nepoškodovan. Prav tako ni bilo zaslediti nobenih poškodb v zvarih ob pasnici ste­bra in okrog ojačilnih pločevin. V skladu z zgoraj opisanim obnašanjem spojev v primeru cikličnega obremenjevanja z veliko konstantno amplitudo je odziv obeh spojev RS izkazal slabše obnašanje v primerjavi z odzivom obeh spojev CP, saj končne porušitve ni bilo v najbolj zgubanem delu prečke sredi plastičnega členka, temveč v toplotno vplivni coni zvara na koncu rebra, kar je vplivalo na bistveno manjšo nizkociklično odpornost Slika 9•Odziv preizkušanca RS1.4, obremenjenega z veliko konstantno amplitudo a) b) Slika 10•Potek momenta v amplitudah vsiljene rotacije: a) RS1.4 in RS2.4, b) CP1.4 in CP2.4 spoja, preglednica 2 ter sliki 8 in 10. V na-vrednostmi je predstavljena v preglednici 5. sprotju s preizkušanci, testiranimi s spremen-Poudariti je treba, da kriterij po ANSI/AISC ljivo postopno naraščajočo amplitudo, se je 341-10 temelji na celotnem zasuku spoja ., pri spojih, obremenjenih s konstantno ampli-ki vključuje elastične in plastične rotacije iz tudo, kot kritičen izkazal kriterij nosilnosti, prečke in stebra. Na drugi strani pa kriterij preglednica 2. iz SIST EN 1998-1 upošteva celotno rotacijo prečke .b, vključno s prispevkom deforma­ 4.3 Vrednotenje eksperimentalnega odziva cije strižnega panela stebra, brez elastičnega 4.3 ojačanih spojev zasuka stebra. Kot je razvidno iz preglednice Presoja odziva vseh osmih preizkušancev 5, je v vseh osmih primerih spojev RS in CP RS in CP, testiranih s spremenljivo postopno izpolnjen najstrožji pogoj rotacijske kapacitete naraščajočo amplitudo ciklične obremenitve iz obeh standardov. je bila opravljena tudi v skladu s prekvali-Končen pregled rezultatov iz vseh 16 iz­fikacijskimi kriteriji iz standardov SIST EN vedenih testov, s poudarkom na primerjavi 1998-1 in ANSI/AISC 341-10. Primerjava nizkocikličnega odziva med obema obravna­med zahtevanimi rotacijskimi kapacitetami vanima konfiguracijama ojačanega spoja, RS in pripadajočimi eksperimentalno dobljenimi in CP, je grafično predstavljen na sliki 11a. Na Spoj .b (rad) .(rad) Spoj .b (rad) .(rad) RS1.1 0,043 0,065 CP1.1 0,037 0,067 RS1.2 0,045 0,065 CP1.2 0,044 0,058 RS2.1 0,050 0,068 CP2.1 0,048 0,078 RS2.2 0,054 0,068 CP2.2 0,050 0,068 Kriterij > 0,035a > 0,04b > 0,035a > 0,04b Zahtevana rotacijska kapaciteta v skladu z: a SIST EN 1998 -1, b ANSI/AISC 341-10 Preglednica 5•Celoten zasuk prečke .b in celoten zasuk spoja . za spoje RS in CP histogramu so predstavljene vrednosti kumu­lativne plastične deformacije ..pl, poročane v preglednicah 4 in 5. Za vsak preizkušanec je izrisana primerjava med doseženo vred­nostjo kumulativne plastične deformacije ..pl,1 za vse izvedene cikle (prvi mejni kriterij) in kumulativno plastično deformacijo ..pl,2, ki odraža stanje preizkušanca z ne več kot 20 % padcem največje nosilnosti oziroma začetne togosti (drugi mejni kriterij). V splošnem so dosežene vrednosti kumula­tivnih plastičnih deformacij ..pl,1 v primeru testov s konstantno amplitudo večje od vrednosti, dobljenih iz testov s spremen­ljivo naraščajočo amplitudo rotacije. Po­jav lokalnega izbočenja prečke v območju plastičnega členka in s tem povezano povečanje lokalnih plastičnih deformacij v tem območju namreč povzročita povečan vpliv nizkocikličnega utrujanja ma teriala, kar privede do precejšnje redukcije vrednosti ..pl,2 v primeru velikih amplitud. Omenjeni vpliv je izrazitejši v primeru cikličnega obremen­jevanja z večjimi amplitudami in za spoje z večjim prečnim prerezom prečke, ki vsebuje večjo vitkost pasnic in stojine, slika 10. Iz primerjave vrednosti kumulativnih pla­stičnih deformacij, predvsem vrednosti za ..pl,1, dob ljenih iz testov s konstantno ampli­tudo, je mogoče med preizkušanci RS in CP z ena kima profiloma prečke opaziti precejšnjo razliko. Vrednosti akumuliranih plastičnih ro­tacij spojev RS so namreč precej manjše od tistih, dobljenih s spoji CP. Tako očitna razlika b) a) Slika 11•a) Dosežena kumulativna plastična rotacija vseh 16 spojev, b) krivulja nizkocikličnega utrujanja ojačanih spojev med obema konfiguracijama spojev iz pre­ostalih osmih testov s spremenljivo amplitudo ni razvidna. Zgornja opažanja lahko strnemo v sledeča zaključka: (1) med cikličnim obre­menjevanjem z veliko amplitudo je prišlo v vseh primerih do lokalnega izbočenja prečke v območju plastičnega členka, kar je vodilo v nastanek razpoke zaradi nizkocikličnega utrujanja v pasnici prečke sredi plastičnega členka, ne glede na tip ojačanega spoja. To velja tako za obremenjevanje s spremenljivo postopno naraščajočo amplitudo kot tudi za veliko konstantno amplitudo; (2) v nasprot­ju s prej omenjenim obnašanjem spojev, obreme njenih z veliko amplitudo, je pri mali amplitudi šlo za nizkociklično utrujanje ma­teriala brez prisotnosti lokalnega izbočenja prečke. V tem primeru je spoj RS izkazal slabše obnašanje v primerjavi s spojem CP, k čemur je prispevala predvsem visoka koncentracija napetosti oziroma deformacij skupaj z veliko koncentracijo zaostalih na­petosti v toplotno vplivni coni kotnega zvara na koncu rebra. Za napoved nizkocikličnega utrujanja ojačanih spojev je bil uporabljen standardni pristop s krivuljo S-N, slika 11b. Regresijska premica, dobljena na osnovi rezultatov osmih testov s konstantno amplitudo cikličnega obremenje­vanja, je prikazana s polno črto. Premici, ki označujeta raztros v vrednosti ± dvakratne standardne deviacije rezultatov, sta prikazani s prekinjeno črto. Dodatno so prikazane tudi točke, dobljene iz osmih testov s spremenljivo postopoma naraščajočo amplitudo cikličnega obremenjevanja. Kot je razvidno iz grafa, re­gresijska premica, dobljena iz rezultatov testov s konstantno amplitudo, zelo dobro napove rezultate testov s spremenljivo postopoma naraščajočo amplitudo rotacije. dokončno porušitvijo preizkušancev zaradi nizkocikličnega utrujanja in pojava razpoke v pasnici prečke v območju toplotno vplivne cone zvara na koncu ojačilne pločevine. V tem primeru je spoj, ojačan z veznima pločevinama, v vseh primerih izkazal boljše obnašanje pri odpornosti proti nizkocikličnemu utrujanju varjenega detajla na koncu ojačilne pločevine. Neugoden vpliv povečanih koncen­tracij napetosti / deformacij na koncu rebra z večjo koncentracijo zaostalih napetosti in to­plotno vplivne cone na koncu zvara so razlogi za bistveno slabše nizkociklično obnašanje spoja, ojačanega z rebroma. Obe uporabljeni kombinaciji kvalitete jekla HSS/MCS za steber in prečko sta pokazali dobro obnašanje spoja. Kakršenkoli negativen vpliv vnesenega nivoja tlačne osne sile v ste­bru, ki je znašal okrog 40 % polnoplastične tlačne nosilnosti stebrov, iz rezultatov testov na nizkociklično obnašanje spojev ni bil razviden. 5•SKLEPI Vseh šestnajst izvedenih testov s spremenljivo in konstantno amplitudo cikličnega obremen­jevanja na spojih prečka-steber, ojačanih z rebroma in veznima pločevinama, je poka­zalo dobro obnašanje preizkušencev sklad­no s predpostavljenim konceptom zasnove: plastični členek se je pojavil v osnovnem prere­zu prečke, medtem ko je ojačani del varjenega spoja, vključno s stebrom, ostal v elastičnem odzivu in nepoškodovan. Ciklični odziv polno­nosilnih spojev prečka-steber je tako odvisen izključno od obnašanja neojačane prečke, katere plastična rotacijska kapaciteta je zago­tovljena z ustrezno izbranim prvim razredom kompaktnosti prereza. Posledično je vseh osem spojev, testiranih s spremenljivo, kora­koma naraščajočo amplitudo rotacije, doseglo zahtevani nivo rotacijske kapacitete v skladu s prekvalifikacijskimi zahtevami iz standardov SIST EN 1998-1 in ANSI/AISC 341-10. Pri velikih amplitudah rotacije je je nastal pojav lokalnega izbočenja prečke v območju plastičnega členka, kar je povzročilo reduk­cijo upogibne nosilnosti in togosti spoja in nazadnje porušitev preizkušanca zaradi nizkocikličnega utrujanja materiala v izbočeni pasnici proč od konca ojačanega dela prečke. V tem primeru ni bilo opaziti bistvene raz­like med obnašanjem obeh tipov ojačanega spoja. V vseh primerih z malo konstantno amplitudo cikličnega obremenjevanja pojava lokalnega izbočenja prečke ni bilo. Pri obeh tipih ojačanega spoja je redukcija upogibne nosilnosti nastopila v zadnjih nekaj ciklih pred Poudariti je treba, da je bila v študiji uporablje­na velikost prerezov prečk navzgor omejena z osno nosilnostjo sovprežnih stebrov. Ta je bila namreč načrtovana skladno z zahtevo za dosego relativno visokega nivoja tlačne obre­menitve stebra z razpoložljivo laboratorijsko opremo. Pri ekstrapolaciji obnašanja testiranih spojev na spoje z bistveno drugačnimi in večjimi profili prečk je potrebna previdnost. Kot kažejo rezultati testov in hkrati potrjujejo rezultati drugih študij se plastična rotacijska kapaciteta prečk manjša z večjimi in težjimi profili prečk. Ne glede na to pa so za izbrane prereze prečk testi pokazali, da je predlagani kon­cept dimenzioniranja in detajliranja obeh tipov polnonosilnih ojačanih spojev prečka-steber dobra rešitev v vseh pogledih. Poleg dobrega nizkocikličnega obnašanja je pomembna pred­nost tudi nezahtevnost za izdelavo takšnih spojev. Med potresno obtežbo pod vplivom največje obremenitve iz priključene polno­plastificirane prečke varjeni stik med prečko in pasnico stebra ostane v elastičnem odzivu, s čimer se ugodno zmanjša verjetnost za pojav krhke porušitve neduktilnega varjenega stika, zato dodatne zahteve za zvare v tem območju niso potrebne. Hkrati s tem polnonosilni spoj omogoča razvoj polne plastične kapacitete priključene prečke. Predstavljeni rezultati so bili dobljeni v Frames«, RFSR-CT-2009-00024. Finančna Slovenije, dokument št. 1000-08-310066. okviru evropskega projekta HSS-SERF »High pomoč je bila dobljena tudi od Javne agen-Omenjenima prispevkoma se avtorji članka Strength Steel in Seismic Resistant Building cije za raziskovalno dejavnost Republike lepo zahvaljujejo. ANSI/AISC, Seismic provisions for structural steel buildings, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois, 2010. CEN, Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures, Part 1-1: General rules and rules for buildings, European Committee for Standardisation, Brussels, 2004. CEN, Eurocode 3: Design of steel structures, Part 1-1: General rules and rules for buildings, EN 1993-1-1, European Committee for Standardisation, Brussels, 2005a. CEN, Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance, Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, European Commit­tee for Standardisation, Brussels, 2005b. Chen, C. C., Chen, S. W., Chung, M. D., Lin, M. C., Cyclic behaviour of unreinforced and rib-reinforced moment connections, Journal of Constructional Steel research, 61, 1, 1–21, 2005. D’Aniello, M., Landolfo, R., Piluso, P., Rizzano, G., Ultimate behavior of steel beams under non-uniform bending, Journal of Constructional Steel research, 78, 144–158, 2012. FEMA, State of the art report connection performance, FEMA-355D, Washington (DC), For the Federal Emergency Management Agency prepared by the SAC Joint Venture, 2000. Gioncu, V., Mazzolani, F. M., Ductility of seismic resistant steel structures, London (New York), Spon Press, 2000. Kim, T., Whittaker, A. S., Gilani, A. S. J., Bertero, V. V., Takhirov, S. M., Cover-plate and flange-plate reinforced steel moment-resisting connections, Report to sponsor SAC Joint Venture. Berkeley, Pacific Earthquake Engineering Research Center (PEER), College of Engineering, University of California, 2000. Lee, C. H., Seismic design of rib-reinforced steel moment connections based on equivalent strut model, Journal of Structural Engineering-Asce, 128, 9, 1121–1129, 2002. Mazzolani, F. M., Piluso, P., An attempt of codification of semirigidity for seismic resistant steel structures, Third international workshop on con­nections in steel structures, Trento, 1995. Miller, D. K., Lessons learned from the Northridge earthquake. Engineering Structures, 20, 4–6: 249–260, 1998. Nakashima, M., Inoue, K., Tada, M., Classification of damage to steel buildings observed in the 1995 Hyogoken-Nanbu earthquake, Engineering Structures, 20, 4–6, 271–281, 1998. Piluso, V., Rizzano, G., Random material variability effects on full-strength end-plate beam-to-column joints, Journal of Constructional Steel research, 63, 5, 658–666, 2007. Plumier, A., The dogbone: Back to the future. Engineering Journal-American Institute of Steel Construction Inc, 34, 2, 61–67, 1997.