doctoral nr3 2010

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

1/90

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

2/90

BULETINUL TIINIFIC

AL

UNIVERSITII TEHNICEDE CONSTRUCII

BUCURETI

SERIE NOU

No. 3 - Septembrie 2010

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

3/90

Disclaimer

With respect to documents available from this journal neither T.U.C.E.B. nor any of its employees make anywarranty, express or implied, or assume any legal liability or responsibility for the accuracy, completeness, orusefulness of any information, apparatus, product, or process disclosed.

Reference herein to any specific commercial products, process, or service by trade name, trademark, manufacturer,or otherwise, does not necessarily constitute or imply its endorsement, recommendation, or favoring by the

T.U.C.E.B.The views and opinions of authors expressed herein do not necessarily state or reflect those of T.U.C.E.B., and shallnot be used for advertising or product endorsement purposes

. . .

Cu privire la documentele prezente n acest buletin, nici UTCB i niciunul din angajaii si nu garanteaz, explicit sau implicit,i nici nu i asum vreo obligaie legal sau responsabilitate pentru corectitudinea, caracterul complet sau utilitatea oricrorinformaii, aparate, produse sau procese prezentate.Orice referin care se face n documentul de fa la produse comerciale, procese sau servicii, folosindu-se numele de marc,numele productorului sau altele de acelai tip nu constituie n mod necesar o susinere, recomandare sau favorizare a acestorade ctre UTCB.Prerile i opiniile autorilor, exprimate n documentul de fa, nu reflect n mod necesar prerilei opiniile UTCB i ele nu vorfi folosite pentru a face reclam sau pentru a susine vreun produs.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

4/90

CUPRINS

DIMENSIONAREA I ALCTUIREA URUBURILOR DE ANCORAJ.......................................................... 5

Bogdan Drago FLCU

SINTEZA REGLEMENTARILOR TEHNICE ROMNETI PRIVIND PROTECIAANTISEISMIC A CLDIRILOR, CU PARTICULARIZARE PENTRU CELE CU STRUCTURADE REZISTEN DIN ZIDRIE DE CRMID ................................................................ ............................ 13

Andrei Cosmin URCANU

STUDIU DE CAZ PRIVIND INFLUENA GRADULUI DE RAFINARE AL DISCRETIZRIIASUPRA RSPUNSULUI SEISMIC CALCULAT AL UNUI SISTEM STRUCTURALSPAIAL MULTIETAJAT.......................................................... ................................................................... ........ 25

Tudor MACAVEI

MATERIALE COMPOZITE SOLUII MODERNE UTILIZATE N CONSTRUCII............................... 31

Bogdan BAHNARIU, Mircea IEREMIA

IMPACTUL FERMEI AGROZOOTEHNICE A S.C. T.R.M.TNUVA ROMNIA MILK S.R.L. ASUPRACALITII APEI SUBTERANE ..................................................................... ...................................................... 43

Mircea GEORGESCU, Virgil PETRESCU, Alexandru DIMACHE, Iulian IANCU, Tatiana DIMACHE

MSURI PENTRU CRETEREA SIGURANEI CALITII APEI N REELELE DE DISTRIBUIE..51

Eduard DINESTUDIUL EXPERIMENTAL AL UNEI INSTALAII FRIGORIFICE PENTRU RCIREA NMICROELECTRONIC....................................................... ................................................................ .................. 57

Alexandru CRISTEA

ANALIZA EXERGO-ENERGETIC A INSTALAIILOR FRIGORIFICE N SOLUIE BR-LI-APUTILIZATE LA PRODUCEREA CENTRALIZAT A APEI RECI..................................................... ............ 65

Drago HERA, Alina GIRIP

METODE DE MODELARE A INSTALAIILOR DE PREPARE, CU RECICLARE, A MIXTURILORASFALTICE...................................................... ................................................................. ....................................... 73

Oana TONCIU

SISTEMATIZRI PENTRU OPTIMIZAREA PROCESRII MATERIALELOR TITANIENE DE UZAEROSPAIAL (III) ............................................................... .............................................................. .................. 79

Indira ANDREESCU

RISCURILE N CADRUL UNUI PROIECT.................... ..................................................................... ................ 84

Ana-Maria ENE

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

5/90

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

6/90

Buletinul tiinific al U.T.C.B. nr.3 2010 5

DIMENSIONAREA I ALCTUIREA URUBURILOR DE ANCORAJ

DIMENSIONING AND DESIGNING FOR ANCHOR BOLTS

BOGDAN DRAGO FLCU 1

Rezumat:uruburile de ancoraj sunt piese metalice parial nglobate n beton ce asigur legturadintre structura metalici fundaia de beton. Pentru o bun transmitere a solicitrilor dinamice estenecesar asigurarea unei lungimi de deformare liber, lungime ce este reprezentat de poriunea dintija urubului pe care deformaiile elastice nu sunt mpiedicate. Se recomand o lungime dedeformare liber de minim cinci diametre. Inducerea unui efort de prestrngere n urubul de ancorajare o influen pozitiv major asupra comportrii n timp la oboseal. Se recomand a se realizaatunci cnd ncrcarea construciei este apropiat situaiei ce va fi ntlnit n exploatare, iar efortul

indus s fie de maxim 50% din capacitatea de rezisten a urubului. Pentru a preveni desfacereapiuliei atunci cndurubul este sub sarcin se dispune o a doua piuli. n prezent exist patrumetode de calcul a efortului de ntindere din tija uruburilor de ancoraj.

Cuvinte cheie: urub de ancoraj, prinderea n fundaie, lungime de deformare liber, beton desubturnare, aib groas, abloane pentru montaj.

Abstract: Anchor bolts are steel elements part embedded n concrete that are connecting the steelupper structure with the concrete foundation. For a fair dynamic stresses transmission a freeelongation length is required, length that is the part of the anchor bolt rod where the stress relatedelongation are not impedded. A free elongation length longer than five diameter is recommended.

Inducing a pre-tensioning effort for the anchor bolt has a major positive influence on the behavior tofatigue. It is recommended pre-tensioning to be induce when building load is close to its long term usevalue and the pre-tensioning effort to be 50% of the capabile effort top. To prevent rotation of the nutwhen the anchor bolt is under load a second is added. Currently there are 4 methods of calculation

for the anchor bolts pull efforts.

Keywords: anchor bolt, foundation connection, free elongation length, grout, thick washer, fittingtemplate.

1. Introducere. Stadiul actual al cunoaterii

Funcional, un urub de ancoraj este alctuit din:

- partea inferioar (nglobat n beton i avnd o dimensiune necesar i suficientfixrii ferme a urubului de ancoraj la oricare dintre solicitrile posibile ale acestuiai, simultan, suficient pentru a nu apare n timp deteriorarea conlucrrii dintre parteanglobati betonul n care este ancorat);

- tija urubului (prezint o zon de nglobare n beton i o zon filetat, liber);- partea superioar (alctuit din piese metalice ce permit fixarea elementului metalic

structural, prin intermediul urubului de ancoraj, de fundaie).

Principalele tipuri de uruburi de ancoraj folosite n practica inginereasc sunt: uruburi cuancoraj normal, uruburi cu ancoraj scurt, uruburi de ancoraj cu cap ciocan.

1

Drd. ing. - Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti (Technical University of Civil EngineeringBucharest), Facultatea de Construcii Civile, Industriale i Agricole (Faculty of Civil, Industrial andAgricultural Buildings), Catedra de Construcii Metalice - email: [email protected]

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

7/90

6 Buletinul tiinific al U.T.C.B. - Nr. 3 - 2010

Elementele componente tuturor tipurilor de uruburi de ancoraj sunt: tija urubului, zona filetat,aiba i piulia. Pentru a preveni desfacerea sub sarcin a prinderii se dispune o a doua piuli,numit contrapiuli. n afar de elementele comune descrise anterior alctuirea uruburilor deancoraj variaz n funcie de tipul de ancoraj ales.

n prezent lucrrile de specialitate, la nivel mondial, ce trateaz n mod sugestiv, detaliat icomplet problemele legate de proiectarea, execuia, montajul, comportarea n exploatare ifiabilitatea prinderii elementelor metalice n fundaii folosind uruburi de ancoraj exist ntr-unnumr redus de state.

Standardul american [5] prezint modul de realizare al prinderii i cteva formule de calcul.Standardul european [6] conine referiri punctuale acolo unde se prezint modul optim decomportare la seism al unei structuri. Recomandri se regsesc n Romnia standardul n [7]. nFrana lucrarea [3] detaliaz problematica prinderii n fundaie a stlpilor metalici. La niveleuropean, exist norme de proiectare dedicate exclusiv problemei uruburilor de ancoraj n:Rusia [8], Germania [9], [10] i Belgia [11].

n Romnia, cronologic vorbind, prima lucrare mai ampl ce este dedicat exclusiv uruburilorde ancoraj a fost reprezentat de instruciunile tehnice departamentale [12]. Ulterior a aprut, cuun grad de complexitate mai ridicat, propunerea de normativ [1], dar care n prezent nu areacoperire legal.

2. Particulariti de alctuire ale prinderii elementelor structurale metalice n fundaie

Prinderea elementelor metalice n fundaie trebuie s asigure transmiterea n condiii de sigurana solicitrilor transmise de suprastructur, fr a cauza concentrri periculoase de tensiuni.Diferena major ntre caracteristicile de rezisten ale oelului i betonului face necesardezvoltarea captului inferior al stlpului. Aceasta are rolul de a permite, prin intermediul unei plci

de baz, de grosime adecvat, repartizarea satisfctoare a presiunilor pe betonul de subturnare.

Pentru asigurarea unui contact intim ntre placa de bazi betonul de la faa fundaiei, precum ipentru a avea posibilitatea corectrii cotei plcii de baz, se dispune un strat de beton desubturnarerealizat cu ciment de calitate superioari cu contracii foarte mici ce se injecteazdup calarea stlpului.2.1.

Lungimea de deformare liber a uruburilor de ancoraj se accept ca fiind distana de la faasuperioar a fundaiei pn sub piulia de prindere (n realitate exist o poriune din lungimea deancoraj care particip la deformarea tijei urubului). Pe aceast lungime solicitrile dinamice potfi transmise fr ca deformaiile elastice s fie mpiedicate, evitndu-se astfel posibilitatea unei

ruperi fragile.uruburile de ancoraj sunt solicitate la ncrcri oscilante de la zero (sau de la efortul de

pretensionare) pn la efortul maxim de ntindere n tij. O lungime de deformare liber mairedus determin eforturi dinamice mai mari. n urma experimentelor de laborator din cadrulCatedrei de Construcii Metalice din cadrul U.T.C.B. la sarcini pulsatorii a urubului s-a trasconcluzia c nu este admis o lungime liber de deformare a acestuia sub 5 diametre.

n cazul elementelor a cror plac de baz este reprezentat de o coroan circular baza esterigidizat prin dispunerea a dou nervuri pentru fiecare urub. Acestea se prind cu sudur de

placa de baz, peretele elementului i coroana superioar. Distana dintre douuruburi este, nmod obinuit, mai mare de 40 cm. Distana trebuie s permit sudarea celor dou nervuri pe

ambele fee. Limea casetei unui urub trebuie s permit sudarea aibei groase de placa debaz. Se recomand ca distana dintre uruburile de ancoraj, n general, s nu depeasc 50cm.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

8/90


Fig. 1. Exemplu de prindere a elementului structural metalic n fundaie. (prindere ncastrat n fundaie)

3. Consideraii privind calculul efortului dentindere din uruburile de ancoraj i apresiunii pe beton

n prezent exist 4 metode de calcul pentru calculul efortului de ntindere din uruburile deancoraj i a presiunii pe beton. Metoda nr. 1 este metoda curent de proiectare i admitedeformaie i nu ine cont de faptul c oelul i betonul au module de elasticitae diferite [1].Metoda nr. 2, singura prezent n standardul romnesc de calcul al elementelor din oel [2],admite aceleai ipoteze de calcul ca i metoda nr. 1, dar la calculul ntinderii din urubul deancoraj se consider c presiunea maxim pe beton este egal cu presiunea maxim acceptat

pentru betonul de subturnare. Metodele nr. 3 i nr. 4 in cont de caracteristicile diferite aleoelului i betonului, dar propun metode diferite de aproximare a eforturilor [3], [4].

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

9/90


Analiznd rezultatele obinute la calculul ntinderii din uruburile de ancoraj i a presiunii pebeton prin cele 4 metode, se consider c rezultatele obinute acoper un spectru destul de largde valori.

Metoda propus de autor const n determinarea presiunii maxime pe beton considernd oseciune omogen de beton cu dimensiunile plcii de baz, supus la compresiune i ncovoiere(conform metodei curente de proiectare prezentat n [1]. Presiunea maxim pe beton astfeldeterminat ( b ) este considerat n calculul ntinderii n uruburile de ancoraj, conform metodei

existent n [2].

W

M

A

Nb = (1)

20 b

b

blN

= (2)

20

325.25.1

r= (3)

NNN ba = (4)

nNN a

21 = (5)

unde:

N fora axial de compresiune la baza elementului metalic;

M momentul ncovoietor la baza elementului metalic, corespunztor lui N;

A aria plcii de baz: blA = (6)W modulul de rezisten al plcii de baz:

6

2

lbW = (7)

b lungimea plcii de baz;

l limea plcii de baz;

l0 distana de la axul uruburilor ntinse la latura opus a plcii de baz;

bNrezultanta eforturilor de compresiune din beton;

aN rezultanta eforturilor de ntindere din uruburi;

1N efortul de ntindere maxim n urub;

n numrul uruburilor de ancoraj.

n cazul structurilor importante, se recomand aplicarea celor 4 metode la dimensionare din [1],pentru a plasa n condiii de siguran prinderea elementelor metalice componente n fundaie.

n cazul elementelor metalice de seciune circular tubular de diametru mare se recomandmetoda de dimensionare a uruburilor de ancoraj prezentat n [1]:

n

N

n

MN

=4max

1 (8)

unde:

M,N momentul de ncovoiere i fora axial de la nivelul prinderii;

n numrul uruburilor de ancoraj;Fdiametrul cercului de poziionare a uruburilor pe seciune;

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

10/90


)max(1

)max(1

max1

NM NNN += (9)

unde:

)max(1

MN ntinderea n urubul cel mai solicitat determinat de momentul ncovoietor;

(

= nM

NM 4)max(

1 ))max(

1NN - compresiunea n urubul cel mai solicitat determinat de fora axial;

(n

NN N =)max(1 ). Pentru detalierea notaiilor vezi formula de calcul nr. 8.

Se propune urmtoarea formul ce folosete coeficieni intabulai:

MN M = )max(1 (10)unde:

)max(1

MN ntinderea n urubul cel mai solicitat determinat de momentul ncovoietor;

B coeficient din tabelul 1, msurat n m-1

=

n

4 (11)

unde:

nnumrul uruburilor de ancoraj;

F diametrul cercului de poziionare a uruburilor pe seciune;

Valorile coeficientului b corespund unui numr de uruburi (n) a cror dispunere respectdistanele ntlnite n practic dintre uruburile de ancoraj (distane prezentate la punctul 2 al

articolului).Tabelul 1

Valorile coeficientuluibfuncie de diametrul cercului de poziionare a uruburilor pe seciune (F) i denumrul de uruburi de ancoraj (n)

n

F(m)4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52

1.00 0.500

1.50 0.223

2.00 0.167 0.125

2.50 0.100 0.080

3.00 0.067 0.056 3.50 0.048 0.041

4.00 0.042 0.036 0.032

4.50 0.032 0.028 0.025

5.00 0.025 0.023 0.020

5.50 0.021 0.019 0.017

6.00 0.019 0.017 0.016 0.014

4. Msuri constructive recomandate

Pentru a mbunti modul de comportare n timp, n special la aciunea dinamic a vntului sau

cutremurului, sunt necesare o serie de msuri constructive.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

11/90


Cele mai importante msuri care asigur o bun comportare n timp a uruburilor de ancoraj(prezentate n [1]) sunt :

4.1. Lungimea de deformare libera uruburilor de ancoraj trebuie s fie de cel puin 5 oridiametrul urubului de ancoraj; n exploatare, efortul maxim n urub s nu depesc 60% dinntinderea de intrare n curgere.

4.2. Antrenarea tuturor uruburilor de ancoraj la preluarea forei tietoare de la bazaelementului metalic

innd seama de toleranele de execuie ale fundaiei, gurile pentru uruburi din placa de bazse fac cu 1012 mm mai mari dect diametrul brut al urubului. uruburile pot fi amplasateoriunde n limita gurii din placa de baz, de la amplasarea centric pn la contactul cu peretelegurii din placa de baz.

Pentru a fi siguri c toate uruburile particip, n egal msur, la preluarea forei tietoaretrebuie s se monteze aibe groase care s aib guri psuite pentru uruburile de ancoraj. n caz

contrar exist riscul deteriorrii premature a unora dintre ele (deteriorare cauzat desuprasolicitare, din for tietoare).

aibele groase se vor monta obligatoriu pe placa de baz. Aceste aibe se vor introduce la montaji se vor suda de placa de baz dup definitivarea poziiei stlpului. Se recomand transmitereaforei tietoare la nivelul fundaiei prin alt mecanism dect cel ce implicuruburile de ancoraj(spre exemplu, prin pinten).

4.3. Diminuarea concentrrii eforturilor la trecerea de la seciunea filetat la cea brut aurubului de ancoraj

Zona de trecere de la seciunea filetat la cea brut a urubului de ancoraj trebuie fcut astfel nctvariaia de seciune s se fac pe o lungime ct mai mare. Seciunea de la baza filetului trebuieracordat la seciunea brut sub form de trunchi de con, panta generatoarei fiind de maxim 1:5.

4.4. Efortul de prestrngere a urubului de ancoraj

Efortul de prestrngere a uruburilor de ancoraj are o influen major asupra modului decomportare n timp, la oboseal. Cu ct efortul de pretensionare este mai mare, cu att numrulde cicluri ncrcare-descrcare capabil este mai mare. ncercrile de laborator au pus n evidenaceast afirmaie.

Prestrngerea se recomad s se fac atunci cnd ncrcarea construciei este apropiat situaieice va fi ntlnit n exploatare. Cnd acest lucru nu se poate face, n cazul n care baza stlpuluieste nglobat n beton, prestrngerea se face la terminarea montajului confeciei metalice. Forade prestrngere se recomand s fie 50% din capacitatea de rezisten a uruburilor. Ladiametrele mari ale uruburilor de ancoraj, pe considerente tehnologice de inducere a efortului de

prestrngere, se accept valori mai mici. Trebuie verificate, dac este posibil, eforturile dinuruburile de ancoraj atunci cnd structura este ncrcat.

4.5 Betonul de subturnare

Betonul de subturnare va fi realizat cu agregat mrunt de maxim 7 mm i va fi superior ca marc

betonului din cuzinet. Se va folosi ciment cu contracii reduse la ntrire. Va avea o grosime maimare de 30 mm, pentru a putea umple spaiul dintre placa de bazi cuzinet.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

12/90


Pentru structurile importante (pentru utilaje dinamice este obligatorie) betonul de subturnare seva realiza din mortare epoxidice (care au rezistene de minim 30 N/mm2 la 24 de ore de laturnare i ajungnd la 80100 N/mm2 la 3 zile). Cele mai folosite mortare epoxidice sunt SikaGrant 311 i Sika Grant 314.

Pentru a se evita fisurarea i expulzarea betonului de subturnare de sub placa de baz aconstruciei se vor respecta urmtoarele: presiunea maxim pe betonul de subturnare nu vadepi 50% din marca acestuia; betonul de subturnare va depi conturul plcii de baz cu minim50 mm; pe contur, betonul de subturnare va fi prelucrat astfel nct s aibe o pant de 45, pantce ncepe dup minim 50 mm fa de placa de baz.

4.6. Folosirea abloanelor pentru amplasarea uruburilor de ancoraj

La fundaiile care au un numr mare de uruburi sau care au amplasarea uruburilor pe o curbsau la care uruburile sunt dispunse neuniform, este recomandabil s se foloseasc abloanemetalice. Aceste abloane se folosesc obligatoriu pentru: coloane tehnologice; prize de aer;

couri de fum; stlpii turnurilor cu seciune triunghiular sau rectangular.ablonul este obinut ca amprent a plcii de baz realizat n uzin. Acest ablon este executatde unitatea care execut confecia metalici transmis firmei de execuie a fundaiilor. Gurile

pentru uruburi prevzute n ablon vor avea diametrul cu maxim 2 mm mai mare dectdiametrul brut al uruburilor.

Cu ajutorul a dou abloane i a unor bare metalice suplimentare se obine o carcas rigid.Aceasta are rolul de a menine uruburile n poziii relative (unul fa de altul) corecte. Carcasatrebuie s fie rigid pentru ca poziiile relative ale uruburilor s rmn corecte, chiari n cazuln care carcasa s-ar deplasa n fundaie.

uruburile de ancoraj tratate termic nu se vor suda de carcas.

4.7. Forma i dimensiunile aibei groase (aibei inferioare)

aibele groase vor avea forma ptrat sau rotund. aibele inferioare se vor monta deasupraplcii de baz a elementului metalic, la montaj. Dimensiunile n plan vor fi suficiente, astfel ncts rezeme pe ntreg conturul gurii din placa de baz. Gurile din placa de baz se fac minim cu1012 mm mai mari dect diametrul brut al urubului pentru a se putea asigura, la montaj, ocentrare uoar a elementului metalic. Gaura aibei groase va fi cu 12 mm mai mare dectdiametrul brut al urubului.

4.8. aiba groas de la captul urubului (aiba superioar)

aibele de catalog sunt dimensionate pentru uruburi grosolane, unde diferena ntre gaura dinplaci diametrul brut al urubului este de maxim 2mm. Gaura n placa de deasupra casetei saudistana dintre profilele L necesare asigurrii lungimii libere de deformare a uruburilor deancoraj sau diametrul interior al evii prin care trece tija urubului este cu mult mai mult de2 mm mai mare dect diametrul urubului. Din acest motiv aibele superioare trebuie calculate,rezultnd dimensiuni mult mai mari dect a celor de catalog.

4.9. Alegerea piuliei. Dispunerea contrapiuliei

Pentru o comportare bun n exploatare sub solicitri n regim pulsatoriu piuliele uruburilor deancoraj se recomand s aib nlime minim de 80% din diametrul urubului i recomandabil

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

13/90


de (100120)%. Se precizeaz c, datorit diferenei materialelor folosite pentru tija urubului ipiuliei, deteriorarea apare mai nti n filetul piuliei.

Pentru a preveni desfacerea piuliei atunci cnd urubul este sub sarcin, se dispune o a douapiuli, de nlime normal, n contact cu prima.

Este necesar asigurarea unei lungimi filetate a urubului de ancoraj suficiente dispunerii istrngerii ambelor piulie.

5. Concluzii

Pentru a mbunti modul de comportare n timp a uruburilor de ancoraj, n special la aciuneadinamic a vntului sau cutremurului, este necesar evitarea tendinei de rupere fragil amaterialului la aciuni dinamice prin aplicarea unor msuri constructive specifice. n acest scopasigurarea unei lungimi de deformare liber a uruburilor de ancoraj de cel puin 5 diametre esteo condiie minim pentru o bun comportare sub solicitri dinamice de ntindere. De asemenea,

evitarea transmiterii forfecrii de la baza stlpilor prin intermediul uruburilor i folosirea nacest scop a unor pinteni este o msur ce sporete sigurana n exploatare a urubului.

Bibliografie:

[1]. Propunere pentru Normativul pentru proiectarea uruburilor de ancoraj ale structurilor metalice de rezistenpentru construcii, utilaje i instalaii tehnologice 2000.

[2]. STAS 10108/0-78 - Calculul elemetelor de oel Construcii civile, industriale i agricole.[3]. Les pieds de poteaux encastres en acier - Yvon LESCOUARC.[4]. Propunere pentru STAS 10108/0-95 - Calculul elemetelor de oel Construcii civile, industriale i

agricole,1995.[5]. AISC ASD 9th Edit -1989 Manual of steel construction Allowable stress design.

[6]. EUROCODE 3-92 Design of steel structures.[7]. STAS P100-1/2006: Cod de proiectare seismic Partea I: Prevederi de proiectare pentru cldiri.[8]. SNIP II/23 Stalnic konstructii. Rusia,1982.[9]. DIN 4132/1 Kranbahnen. Strahltragwerke. Grundstze fr Berechnung. Durchbildung und Ausfhrung.

Germania,1981.DIN 15018 Krne. Grundsatze fr Strahltragwerke. Berechnung. Germania,1984.[10].NBN B 51-002 Charpentes en Acier. tats limite. Belgia,1988.[11].PD 207-82 - Instruciuni tehnice departamentale pentru proiectarea, execuia, montarea i verificarea

sistemelor de fixare a utilajelori echipamentelor din industria chimic pe elemente de susinere .

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

14/90


SINTEZA REGLEMENTRILOR TEHNICE ROMNETI PRIVINDPROTECIA ANTISEISMIC A CLDIRILOR, CU PARTICULARIZARE

PENTRU CELE CU STRUCTURA DE REZISTEN DIN ZIDRIE DE

CRMID

SYNTHESIS OF ROMANIAN TECHNICAL CODES FOR ANTISEISMICPROTECTION OF BUILDINGS, WITH SPECIFIC FEATURE FOR

BUILDINGS WITH MASONRY WALLS

ANDREI COSMIN URCANU 1

Rezumat: Romniase situeaz printre rile din Europa supus la aciunea cutremurelor de pmnt,studiile de specialitate considernd c pe acest teritoriu existi interacioneaz mai multe plci/subplci /microplci astfel: n est platforma rus, n nord - vest microplaca carpatici n sudmicroplaca valah. Dup cutremurul din 10 noiembrie 1940, n Romnia au aprut primele

prescripii Instruciuni provizorii pentru prevenirea deteriorrii construciilor din cauza cutremurelor/Monitorul Oficial Nr. 15 /19.01.1942, care au avut o evoluie continu n timp privind proteciaantiseismic a cldirilor prin limitarea degradrilor structurilor de rezisten, ct i reducerea

pierderilor de viei omeneti n cazul declanrii unui cutremur. Astfel, teritoriul Romniei a fostmprit n mai multe zone de protecie antiseismic n funcie de acumularea cunotinelor despreefectele cutremurelor succesive pe diferite amplasamente, n urma nregistrrilor instrumentale, aefectelor acestora asupra construciilori a datelor geologice privind rocilei stratificaia lor.

Cuvinte cheie: sarcini seismice, normativ, spectre seismice.

Abstract: Romnia is among European countries subject to earthquake action, studies consideringthat this territory there are more plates /sub - plates /micro - plates as follows: n the eastern Russian

platform, n northwest Carpathian micro plate and the south Wallachian micro plate. After theearthquake of November 10, 1940, n Romania appeared first prescriptions Interim instructions to

prevent damage due to earthquakes and constructions for the restoration of degraded. OfficialMonitor No. 15 /19.01.1942 , which had a continuous evolution n time of seismic protection ofbuildings by limiting structural damage resistance and reduce casualties n case of triggering anearthquake. Thus, Romanian territory was divided into a several areas of seismic protection,depending on the accumulation of knowledge about the effects of successive earthquakes n differentlocation, following the instrumental records, their effects on buildings and geological data on rocksand their stratification.

Keywords: earthquake, normative, seismic loads, seismic spectrum

1. Introducere

Prin degradrile semnificative produse de cutremurul vrncean din 10 noiembrie 1940(MR = 7,4 i HF = 145 km) la numeroase construcii inclusiv prbuirea blocului Carlton dinBucureti, a contribuit la clasificarea specificului seismic al teritoriului Romniei, necesitndelaborarea unor prescripii (normative/coduri) pentru proiectarea antiseismic a construciilor,care au n vedere urmtoarele aspecte:

- zonarea seismic a teritoriului;1 Dr. ing., General Manager, S.C. AXA CONS A&A S.R.L., Ploiesti, Prahova

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

15/90


- caracteristicile terenului de fundare din amplasament;

- limitarea degradrilor structurilor de rezisten ale cldirilor n cazul declanrii unuicutremur;

- determinarea forelor seismice i metodele de analiz care se vor revizui periodic pe

baza nregistrrilor realizate de-a lungul timpului;- proprietile materialelor din care sunt alctuite elementele structurii de rezisten;

- tehnologia de execuie a construciilor.

n continuare se va prezenta o sintez a normativelor romaneti de protecie antiseismic acldirilor (cu particularizare pentru cele cu structura de rezisten din zidrie de crmid).

2. Instruciuni provizorii pentru prevenirea deteriorrii construciilor din cauzacutremurelor i pentru refacerea celor degradate. Monitorul Oficial Nr. 15 /19. 01. 1942

n aceste instruciuni se face o zonare a teritoriului Romniei din punct de vedere al protecieiantiseismice:

Regiunea (A) la sud i est de Carpai la care se adugi judeul Braov, fiind considerat cacea mai expusa cutremurelor.

Regiunea (B) restul rii fiind considerat ca mai puin expus.

Construciile conform acestor instruciuni se mpart n urmtoarele categorii:

- cldiri publice ale statului, judeelori comunelor;

- cldiri particulare de interes general, precum: teatre, cinematografe, spitale, coli,biserici, hoteluri, restaurante i magazine mari, blocuri de apartamente n comun;

- cldiri cu caracter rural, avnd numai parter, executate de meteri rurali.

Tot aici sunt prezentate modul de alctuire i execuie al elementelor structurii de rezisten(fundaii, perei din zidrie de crmid, planee cu grinzi i centuri din beton armat),materialele din care sunt alctuite acestea, inclusiv prezentarea unui exemplu de calcul la aciuniseismice.

3. Instruciuni pentru prevenirea deteriorrii construciilor din cauza cutremurelor.Monitorul Oficial Nr. 120 /30. 05. 1945

Instruciunile prezint pe parcursul a patru capitole urmtoarele aspecte: zonarea teritoriuluiRomniei; clasificarea cldirilor din punct de vedere al destinaiei i al amplasamentului (ruralsau urban); alctuirea elementelor structurii de rezisten a cldirilor; ncrcri aferentecldirilor; verificri la ncrcri seismice a structurii de rezisten i tehnologia de execuie acldirilor .

4. Normativ condiionat pentru proiectarea construciilor civile i industriale din regiuniseismice. Indicativ P 13 /63

Pentru o bun comportare a construciilor la aciunea cutremurelor un rol hotrtor l au: o

concepie raional a ansamblului (distribuia maselor, volumelor i a rigiditilor elementelor

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

16/90


portante); alegerea judicioas a materialelor; alctuirea corect a detaliilor constructive; calitateaexecuiei lucrrilor.

Gradul de seismicitate de calcul ce se consider la determinarea sarcinilor seismiceconvenionale pentru proiectarea construciilor, se va stabili pe baza:

-

gradului de seismicitate al zonei n care este amplasat construcia- clasei de importanta a construciei

Gradul de seismicitate al zonei se va lua din harta de macroraionare seismic a teritoriuluiRepublicii Populare Romane, din STAS 3684 63 Grade de intensitateseismic .

Clasele de importan ale construciilor sunt de la Ila V.

4.1. Determinarea sarcinilor seismice

Metoda de determinare a sarcinilor seismice, se bazeaz pe un calcul dinamic alconstruciilor.Sarcinile seismice se consider n mod convenional n calculul construciilor ca forte aplicate

static, ns coeficienii care intr n expresiile lor se determina pe baza unui calcul dinamic.Sarcina seismic orizontal total care acioneaz asupra unei construcii (fora tietoare la bazaconstruciei) se va determina cu relaia:

S c Q= (1)c coeficient de seismicitate, care se calculeaz:

sc K = (2)Ks coeficient care introduce influenta gradului de seismicitate de calcul al amplasamentului

coeficient dinamic, determinat convenional pentru un sistem cu un singur grad de libertate,n funcie de perioada proprie de vibraie a acestui sistem i de natura terenului de fundare:

- terenuri de fundare din categoria (a), terenuri cu presiunea admisibil la ncrcrifundamentale: 2 kg /cm2; 0,6= 0,9 /T3 (1.)

- terenuri de fundare din categoria (b), terenuri cu presiunea admisibil la ncrcrifundamentale < 2 kg /cm2, valorile lui dup formula (1.) se sporesc cu 25%,respectndu-se condiia:3

- terenuri de fundare din categoria (c) terenuri mloase, terenuri moi mbibate cu appn la nivelul fundaiilor, valorile lui dup formula (1.) se sporesc cu 50%,respectndu-se condiia:3

3,0

0.6

0.3 1.5

b

T ( sec. )

Graficul de variatie al coeficientului " b "

b

Fig.1. Normativ P 13 /63

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

17/90


coeficient de echivalen, prin care se face trecerea de la sistemul convenional cu un grad delibertate la sistemul real cu mai multe grade de libertate

coeficient care ine seama de influena materialului i a structurii construciei asupraamortizrii prin frecare interioara a vibraiilor produse de sarcinile seismice

Rezultanta sarcinilor gravitaionale de nivel Qpentru toate nivele k:

1

n

kQ Q= (3)

Sk - sarcina seismic orizontal acionnd la nivelul k , care se determin prin distribuireancrcrii seismice totale Spe nlimea construciei:

1

n

kS S= (4)

La cldirile cu perei portani din zidrie de crmid, se recomand ca la toi pereii portani iautoportani ai aceluiai nivel sa fie prevzui din acelai material.

La cldirile etajate cu perei portani din zidrie de crmida, se vor prevedea perei decontravntuire care s lege pereii portani, i care vor fi dispui la distante de maximum 12,00 m.Pereii de contravntuire vor fi executai odat cu pereii portani i vor avea grosimea decel puin:

- 12,5 cm la cldirile avnd regimul de nlime pana la 2 nivele inclusive.

- 25 cm la cldirile avnd regimul de la 3nivele n sus.

Cu respectarea acestor prescripii i cu prevederea dup necesitai a unor stlpiori din betonarmat,zidria din crmida portanta poate fiutilizat la cldiri, avnd regimul de nlime decel mult 5 niveluri.

5. Normativ pentru proiectarea construciilor civile i industriale din regiuni seismice.Indicativ P 13 /70

Normativul cuprinde prescripii generale de proiectare pentru realizarea proteciei antiseismice aconstruciilor i limitarea consecinelor ce ar rezulta din eventualele degradri produse decutremure (seisme).

ncrcrile seismice produse de forele de inerie se consider n mod convenional ca foreaplicate static. Punctele de aplicaie, direciile de aciune i modul n care se distribuie foreleseismice, se stabilesc pe baza teoriei vibraiilor liniare. Lundu-se n considerare natura

micrilor seismice ale terenului i comportarea construciilor n timpul cutremurelor.

5.1. Determinarea ncrcrilor seismice orizontale pentru structura de rezisten

ncrcrile seismice orizontale care acioneaz asupra construciei la nivelul k,corespunztoaremodului propriu de vibraie r, se determin cu ajutorul relaiei:

kr s r kr k S k Q = (5)ks introduce influenta seismicitii amplasamentului i a importantei funcionale a construciei

r coeficient care introduce influena perioadei proprii considerate Tri a terenului de fundare:

- terenuri normale de fundare: r= 0,8 /Tr; 0,6r2,0

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

18/90


- terenuri de fundare stncoase, straturi de pietri consolidate, straturi teriare sau maivechi, valorile coeficientului r , se reduce cu 20% , cu excepia construciilor dinzidrie sau din prefabricate din beton.

- pentru terenuri de fundare constituite din pmnturi argiloase, argile prfoasenisipoase de consisten redus, nisipuri n stare afnat, loessuri cu umiditateridicat, sau n cazul terenurilor cu nivelul apei subterane ridicat, coeficientulr , semajoreaz cu 50%, fr a depi valoarea limitr= 2,5

2.0

0.6

0.4 1.33

b r

Tr ( sec. )


b

Fig.2.Normativ P 13 /70

coeficient care introduce influena proprietilor de amortizare a vibraiilor i a ductilitiistructurii (capacitate de deformare n domeniul plastic). Valorile coeficientului variaz de la

1,0 2,0 n funcie de tipul structurii de rezisteni al materialului.kr coeficient care introduce influena formei proprii considerate ukr.

Qk rezultanta ncrcrilor gravitaionale de nivel corespunztoare masei antrenate n micaredup direcia de aciune a forei seismice.

6. Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, social culturale,agrozootehnice i industriale. Indicativ P 100 /81

Prezentul normativ cuprinde prescripii de proiectare pentru realizarea proteciei antiseismice aconstruciilor i anume: evitarea fundrii pe terenuri nefavorabile, alctuirea de ansamblu aconstruciilor astfel nct s se obin o comportare cat mai bun a acestora sub aciuneacutremurelor.

6.1. Relaii generale pentru determinarea ncrcrilor seismice orizontale

kr kr k S c G= (6)

kr s r kr c k = (7)

ckr coeficient seismic de nivel corespunztor nivelului ki modului de vibraie r.

ks coeficient de intensitate seismic corespunztor gradului de protecie antiseismic a

construciei.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

19/90


r coeficient dinamic corespunztor modului propriu de vibraie r al construciei. Acesta sedetermin n funcie de perioada proprie de vibraie a structurii Tr i de natura terenului defundare:

- terenuri de fundare cu rigiditate normal: r= 3 /Tr, respectndu-se condiia 0,75 r2,0 (1.)

- terenuri de fundare rigide (terenuri stncoase): coeficientul r se reduce cu 20% ,respectndu-se condiia (1.).

- terenuri de fundare cu rigiditate redus: valorile coeficientului r , se majoreaz cu30% , astfel nct r2,5.

coeficient de reducere a efectelor ncrcrilor seismice, innd seama deductilitateastructurii, de capacitatea de redistribuire a eforturilori de ponderea cu care intervin rezervele derezisten neconsiderate n calcul. Valorile coeficientului pentru cldiri cu structur rigid(perei portani din zidrie sau diafragme din beton armat):

= 0,30 pentru cldiri cu regimul de nlime 5 niveluri sau 15 m.

= 0,25pentru cldiri cu regimul de nlime > 5m sau mai nalte de 15 m.

kr coeficient de distribuie a forelor seismice, corespunztoare nivelului k i modului devibraie r. Acest coeficient se determin cu relaia:

2

1 1

n n

kr kr k kr k kr k k

u G u G u= =

=

(8)

ukr componenta deplasrii pe direcia gradului de libertate la nivelul k al formei propriicorespunztoare modului de vibraie r.

Gk rezultanta ncrcrilor gravitaionale ale nivelului k.

7. Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, socialculturale,agrozootehnice i industriale. Indicativ P 100 /92

Normativul stabilete prevederi de proiectare antiseismic pentru construcii de locuine, social culturale, agrozootehnice i industriale. Capitolele de la 110 se refer la proiectareaconstruciilor noi, iar n capitolele 11 i 12 se prezint principii pentru evaluarea nivelului de

protecie antiseismic a construciilor existente i pentru stabilirea eventualelor masuri deintervenie. Prezentele prescripii au caracter minimal i nu sunt limitative.

Prin protecia antiseismic se urmrete limitarea degradrilor, a avariilor, precum i evitarea

prbuirilor elementelor structurale, ale celor nestructurale ale echipamentelori instalaiilor.ncrcrile seismice orizontale care acioneaz asupra construciei se determina pentru fiecaremod propriu de vibraie:

r rS c G= (9)

r r r r c k = (10)cr coeficient seismic global, corespunztor modului de vibraie r.

G rezultanta ncrcrilor gravitaionale pentru ntreaga structur.

coeficient de importan al construciei, funcie de clasele de importan (I IV).

ks coeficient funcie de zona de calcul a amplasamentului. Conform normativului, teritoriulRomniei este mprit n 6 zone seismice de calculA F.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

20/90


r coeficient de amplificare dinamic n modul rde vibraie, funcie de compoziia spectral amicrii seismice la amplasament.

2,5 pentrur r cT T = (11)

c2,5 ( ) 1 pentru >Tr r c r T T T = (12)

1.0

0.7 1.00

2.5

1.50 2.2 2.50 3.0

Tc=1,0 sec.

Tc=0,7 sec.

Tc=1,5 sec.

b r

Tr ( sec. )

b r,min =1


Fig.3. Normativ P 100 /92

coeficient de reducere a efectelor aciunii seismice innd seama de ductilitatea structurii, decapacitatea de redistribuie a eforturilori de ponderea cu care intervin rezervele de rezistenneconsiderare n calcul. Valorile coeficientului pentru structuri din zidrie:

= 0,25 cldiri cu perei structurali din zidrie cu centuri i stlpiori din beton armat;

= 0,30 cldiri cu perei structurali din zidrie simpl;

r coeficient de echivalen ntre sistemul real i un sistem cu un grad de libertatecorespunztor modului propriu r.

22

1 1

n n

kr k kr k kr k k

G u G G u= =

=

(13)

ukr componenta dup gradul de libertate ka vectorului propriu de ordinul r.

Gk rezultanta ncrcrilor gravitaionale ale nivelului k.

1

n

kkG G== (14)

8. Cod de proiectare seismic Partea 1 Prevederi de proiectare pentru cldiri. IndicativP 100 1 /2006

Ca i n normativele anterioare, Codul P 100 1 /2006 aprofundeaz msurile de protecieantiseismic astfel: influena condiiilor locale ale amplasamentului; caracteristicile de rezisteni de deformabilitate, n diferite stadii de comportare, ale elementelor structurale i ale structuriin ansamblu; aplicarea unor metode avansate de calcul care sa reflecte ct mai fidel comportareastructurii, evideniind evoluia strilor de solicitare pe durata cutremurului (seismului).

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

21/90


n prezentul cod, coeficientul coeficient de reducere a efectelor aciunii seismice , estenlocuit cu coeficientul q factor de comportare al structurii, cu valori n func ie de tipulstructurii i capacitatea acesteia de disipare a energiei.

1/q = (15)Zonarea teritoriului Romniei s-a fcut n funcie de valoarea acceleraiei terenuluipentru

proiectareag, pentru evenimente seismice avnd intermediul mediu de recurenta (al magnitudinii)IMR =100 ani, i se folosete pentru proiectarea construciilor la starea limita ultima.

Micarea seismic intr-un punct pe suprafaa terenului este descris prin spectrul de rspunselastic pentru acceleraii absolute.

Spectrul elastic de rspuns pentru componentele orizontale ale acceleraiei terenului namplasament Se(T) este definit astfel:

( ) ( )e gS T a T = (16)

Spectrul de rspuns elastic pentru deplasri pentru componentele orizontale ale micrii terenuluiSDe(T), se obine prin transformarea direct a spectrelor de rspuns elastic pentru acceleraiiSe(T), utiliznd urmtoarea relaie:

2( ) ( )[ / 2 ]De eS T S T T = (17)Formele normalizate ale spectrelor de rspuns elastic pentru componentele orizontale aleacceleraiei terenului (T), pentru fraciunea din amortizarea critica = 0,05 i n funcie de

perioadele de control (colt) TB , TC, TDsunt descrise de relaiile urmtoare:

01 [( 1) / ]B BT T T T < = + (18)

0(T)=B CT T T < (19)

0(T)= ( / )C D CT T T T T < (20)

20( ) ( / )D C DT T T T T T > = (21)(T) spectrul normalizat de rspuns elastic

0 factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei orizontale a terenului de ctrestructura.

T perioada de vibraie a unei structuri cu un grad de libertate dinamici cu un rspuns elastic.

Perioada de control (colt) TB poate fi exprimat simplificat n funcie de TC astfel: TB = 0,1 TC ,valorile TB fiind indicate n tabelul 1.

Perioada de control (colt) TD a spectrului de rspuns reprezint grania dintre zona de valorimaxime n spectrul de viteze relative i zona de valori maxime n spectrul de deplasri relative.

Valorile TD sunt exprimate n tabelul 1.

TBi TC sunt limitele domeniului de perioade n care acceleraia spectral are valorile maxime ieste modelat simplificat printr-un palier de valoare constant.

Tabelul 1

Perioadele de control (colt) TB; Tc; TD ale spectrului de rspuns pentru componentele orizontaleale micrii seismice

Interval mediu de recurent amagnitudinii cutremurului

Valori ale perioadelor de control(colt)

IMR = 100 ani pentru starea limit ultim

TB , s 0,07 0,10 0,16TC , s 0,7 1,0 1,6

TD , s 3 3 2

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

22/90


Spectrele normalizate de rspuns elastic = 0,05 pentru acceleraie pentru condiiile seismice ide teren din Romnia sunt reprezentate n figura 4 pe baza valorilorTB , TC, TD din tabelul 1.

Spectrul normalizat de rspuns elastic pentru acceleraie din figura 5 se folosete n Banat nzonele caracterizate de acceleraia ag = 0,20g i ag = 0,16g. Pentru zonele din Banat n careag= 0,12gi ag= 0,08gse utilizeaz spectrul normalizat din figura 4, pentru TC0,7s.

Proiectarea de structuri cvasirezonante cu perioada predominant a vibraiei terenului trebuie evitat.

3,5

1,5

1

0,50

2

2,5

3z =0,05b 0=2,75

b

Tc = 0,7 s

TB =0,07 TD =3

Perioada T, s

1,925 / T2

5,775 / T

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

2,5

3,5

3

2

1,5

1

0,5

0

z =0,05b 0=2,75

b

TD =3Tc = 1,0 s

TB =0,1

Perioada T, s

2,75 / T

2

8,25 / T

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

0

1

0,5

1,5

2

2,5

3

3,5z =0,05b 0=2,75

TB =0,16

TC = 1,6 s

TD=2

4,4/T

2

8,8/T

Perioada T, s

b

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Fig.4. Spectre normalizate de rspuns elastic pentru acceleraii pentru componentele orizontale ale micriiterenului, n zonele caracterizate prin perioadele de control (colt): Tc = 0, 7 sec; Tc = 1, 0 sec; Tc = 1, 6 sec

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

23/90


0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

TB =0,07

TC = 0,7 s

TD =3

2,1/T

2

6,3/T

b 0=3

b

z =0,05

Perioada T, s

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Fig.5. Surse crustale n Banat Spectru normalizat de rspuns elastic pentru acceleraii pentru componenteleorizontale ale miscarii terenului pentru zonele n care hazardul seismic este caracterizat de ag = 0,20 g i ag = 0,16 g

Spectrul de proiectare pentru acceleraii Sd(T) este un spectru de rspuns inelastic care se obine

cu relaiile:0 T T< 0( ) {1 [( / ) 1] / }d g BS T a q T T = + (22)

T T> ( ) ( ( ) / )d gS T a T q= (23)

Sd(T) spectrul de proiectare pentru acceleraii (m /s2)

T perioada (sec.)

q factorul de comportare al structurii

Factorul de comportare q are valori diferite n funcie de tipurile de materiale i de sistemelestructurale adoptate. Valoarea factorului de comportare q pentru componenta vertical, seconsider simplificat 1,5 pentru toate materialele i sistemele sistemele structurale, cu excepia

cazurilor n care valori mai mari pot fi justificate prin analize speciale.Spectrele de proiectare menionate mai sus nu se vor utiliza pentru proiectarea structurilor careutilizeaz izolarea bazei sau sisteme de disipare a energiei.

9. Studiu comparativ al coeficientului dinamic

Pe lng valorile coeficienilor ce corespundeau zonelor seismice de calcul, valorile specifice luaten considerare pentru r, n perioada 1963 2006, au avut consecine importante asupra niveluluinominal de protecie antiseismic i al vulnerabilitii construciilor. Valoarea coeficientuluir,care se determin n funcie de perioada proprie de vibraie Tr a structurii, cu modificri n funciede natura terenului de fundare, a variat continuu, aa cum rezult din tabelul 2:

Tabelul 2

Valorile coeficientului r

Natura terenuride fundare

P 13 /63 P 13 /70 P 100 /81 P 100 /92 P 100 1/2006

Interval de variaie 0,6

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

24/90


9.1. Acordarea coeficientului cu spectrele seismice ale cutremurelor din 1977, 1986, 1990

Formele spectrale pot fi clasificate dup cum urmeaz:

- spectrele inspirate dinNormativul Sovietic SN 8 57; spectrele dinNormativeleP13 /63iP 13 /70; valabilitate 15 ani.

- spectreleadoptate dup cutremurul din 1977, inspirate din spectrul nregistrrilorunice din 4 martie 1977, obinut n condiiile foarte particulare de teren din estulBucuretiului la INCERC; spectrele dinNormativele P 100 /78iP 100 /81; au fostvalabile 12 ani.

- spectrele adoptate dup cutremurele din 30 august 1986i 30 /31 mai 1990, caresunt spectre dependente (intr-o form simplificat) de condiiile locale de teren;spectrele din Normativele P 100 /90i P 100 /92; utilizate 7 ani,pentru un numrredus de construcii.

- spectrul dinP 13 /63 a fost preluat integral dinNormativul Sovietic SN 8 57

- spectrul dinP 13 /70 a redus pentru structurile rigide (n domeniul perioadelor sub 0,4

sec.) ordonatele spectrale dinP 13 /63, din cauza unor constrangeri economice.- spectrul dinP 100 /78iP 100 /81 a fost generalizat timp de peste 12 ani pe ntreg

teritoriul Romniei, dei el este caracteristic unor condiii locale de amplasamentspecifice estului Bucuretiului.

Amplificarea dinamica din P 100 /78 i P 100 /81 a fost subestimat, amplificarea dinamicmaxim din aceste normative a fost fixat la valoarea 2, n condiiile n care amplificareadinamic maxim determinate pentru componenta NSa nregistrrii seismului din 4 martie 1977la INCERC Bucureti este de 3,2.

Amplificarea dinamic maxim dinP 100 /90iP 100 /92 are valoarea 2,5, i ea a fost calculatca o valoare medie a valorilor maxime ale spectrului normalizat de acceleraii pentru nregistrrisemnificative ale seismelor vrncene din 1986i 1990.

Valoarea minim a spectrului de rspuns elastic normalizat pentru acceleraii din normativeleP100 /90iP 100 /92 a fost fixat la 1,0 , ceea ce contrazice legile dinamicii structurilor.

De asemenea, se subliniaz ca zonarea perioadelor de colt pe teritoriul Romniei, indicat nnormativele P 100 /90 i P 100 /92 trebuie modificat, ntruct nu este n concordan curezultatele analizei datelor instrumentale obinute n 1986i 1990.

0,75

b r,min =1

T ( sec. )

b

3,0

0,6

2,5

0,161,33

2,0

P 13 / 63

7 ani

P 100 / 90

P 100 / 92

6 ani

P 13 / 70

7 ani

0,4

1,0

4,01,60 2,50 3,02,201,00,7

z =0,05

1,50

0,3

0,5

P 100 / 78

P 100 / 81

12 ani

P 100 - 1 / 2006dupa 4 martie 1977

dupa 30 aug. 1986

dupa SN 8 - 58

2,75

Fig.6. Graficul d evariaie al coeficientului b

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

25/90


10. Concluzii

Prin elaborarea acestor normative (prescripii tehnice) se poate vedea interesul crescut al cadrelordidactice din cadrul Universitii Tehnice de Construcii Bucureti, Universitatea de ArhitecturaIon Mincu Bucureti, Universitatea Politehnica Iai, Universitatea Politehnica Cluj Napoca,

Universitatea Politehnica Timioara, cat i a inginerilor proiectanti de structuri privind limitareadegradrilor structurilor de rezisten ale cldirilor ct i pierderea de viei omeneti n cazuldeclanrii unui cutremur.

Forele seismice care acioneaz asupra construciilor sunt direct proporionale cu masele acestora.Se recomanda ca n zone seismice sa fie proiectate construcii cat mai uoare i cu centrul degreutate cat mai jos posibil pentru a micora valorile maxime ale amplitudinilor; evitarea unorexcentricitatea importante intre C. R. (centru de rigiditate) i C. M. (centru masic) pe fiecare nivel,n vederea evitrii apariiei unor efecte semnificative de torsiune general; rigiditatea de ansamblusa fie aproximativ egala pe cele doua direcii principale; asigurarea unei ductiliti corespunztoare

pentru elementele ce alctuiesc structura de rezisten, pentru a evita ruperile casante.

Odat cu evoluia normativelor de protecie antiseismic se poate observa o cretere a valorilorcoeficienilor ce intervin n calculul forei seismice totale care acioneaz asupra construciilor,cat i limitarea deplasrilor laterale (r /He 0,0035 conform P 100 /92 pana la 0,005 h, h nlimea de nivel conform P 100 1 /2006), toate acestea influennd dimensiunile elementelorstructurii de rezisten ale cldirilor, odat cu calculul acestora la aciuni seismice.

Coeficientul seismic global (total) al forei tietoare de baz (FTB) pentru o cldire cu aceleaicaracteristici (clasa de importan, zona de calcul a amplasamentului, structura de rezisten)conform normativului P 100 /92 este de cel puin 2 ori mai mare dect cel prevzut n normativulP 13 /70. Aceasta implica conform legislaiei n vigoare ca toate construciile proiectate pe bazanormativului P 13 /70 sa fie consolidate.

Pe aceasta cale doresc s-mi exprim ntreaga recunotina i gratitudine domnului prof. univ. dr.ing. Mihail Ifrim, Doctor Honoris Causa al U.T.C.B. pentru ndrumarea acordata n vedereaelaborrii acestui articol.

Bibliografie

[1]. Bele A. , Ifrim M. Elemente de seismologie inginereasc , Editura Tehnic, Bucureti - 1962[2]. Borcia I. S. Procesarea nregistrrilor miscarilor seismice puternice specifice teritoriului Romniei, Teza de

Doctorat, Bucureti - 2006[3]. Ifrim M. Analiza dinamica a structurilori inginerie seismic, Editura Didactici Pedagogic, Bucureti - 1973[4]. Ifrim M. Dinamica structurilori inginerie seismic, Editura Didactica i Pedagogica, Bucureti - 1984

[5]. Lungu D. , Craifleanu I. , Borcia I. S. Zonarea caracteristicilor cutremurelor vrncene i efectul acestoraasupra construciilor, A - III a Conferina Naionala de Inginerie Seismic, Bucureti - 2005[6]. Instruciuni provizorii pentru prevenirea deteriorrii construciilor din cauza cutremurelori pentru refacerea

celor degradate. Monitorul Oficial Nr. 15 /19.01.1942[7]. Instruciuni pentru prevenirea deteriorrii construciilor din cauza cutremurelor. Monitorul Oficial Nr. 120

/30.05.1945[8]. Normativ condiionat pentru proiectarea construciilor civile i industriale din regiuni seismice. Indicativ P 13/63[9]. Normativ pentru proiectarea construciilor civile i industriale din regiuni seismice. Indicativ P 13 /70[10].Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, social - culturale, agrozootehnice i

industriale. Indicativ P 100 /81[11].Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, social - culturale, agrozootehnice i

industriale. Indicativ P 100 /92[12].Cod de proiectare seismic - Partea 1 - Prevederi de proiectare pentru cldiri. Indicativ P 100 - 1 /2006

[13].Normativ privind alctuirea, calculul i executarea structurilor din zidrie. Indicativ P 2 /75[14].Normativ privind alctuirea, calculul i executarea structurilor din zidrie. Indicativ P 2 /85[15].Cod de proiectare pentru structuri din zidrie. Indicativ CR 6 /2006

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

26/90


STUDIU DE CAZ PRIVIND INFLUENA GRADULUI DE RAFINARE ALDISCRETIZRII ASUPRA RSPUNSULUI SEISMIC CALCULAT ALUNUI SISTEM STRUCTURAL SPAIAL MULTIETAJAT

CASE STUDY ON THE INFLUENCE OF THE REFINEMENT DEGREEOF THE MESH ON THE COMPUTED SEISMIC RESPONSE OF A

MULTI-STORIED SPACE STRUCTURAL SYSTEM

TUDOR MACAVEI 1

Rezumat: Modelul dinamic al unui sistem structural este deosebit de important pentru analizaseismic. Articolul prezint influena gradului de rafinare al discretizrii n elemente finite asuprarspunsului seismic calculat al unui sistem structural spaial multietajat.

A fost aplicat ,,metoda de calcul dinamic liniar. n aceast metod, aciunea seismic estereprezentat de accelerograme nregistrate sau de accelerograme artificiale. n prezenta lucrare s-autilizat componenta N-S a acceleraiei cutremurului din 4 martie 1977, nregistrat la INCERC

Bucureti. Acceleraia terenului a fost aplicat pe direcia longitudinal a sistemului structural spaial.

Erorile relative ale modurilor proprii de vibraie se regsesc amplificate n rspunsul seismic calculatal sistemului structural.

Cuvinte cheie: reea de elemente finite, rspuns seismic, erori relative, sistem structural, deplasrirelative

Abstract: The dynamic model of a structural system is of essential importance for the seismic analysisbecause this analysis uses the model. The paper presents the influence of the refinement degree of the

finite element mesh on the computed seismic response of a multi-storied space structural system.

It was applied the method of dynamic linear computation. n this method, the seismic action isrepresented by recorded accelegrograms or by artificial accelerograms. It was used the N-S componentof the ground acceleration of March 4, 1977 earthquake, recorded at INCERC Bucharest. The groundacceleration was applied on the longitudinal direction of the space structural system.

The relative errors of the vibration eigenmodes are transmitted and amplified to computed seismicresponse of the structural system.

Keywords: finite element mesh, seismic response, recorded ground acceleration, relative errors,relative displacements of the structural system.

1. Introducere

Sistemul este un ansamblu de elemente componente, caracterizat printr-o structur internordonati delimitat de mediul nconjurtor. Modelul este o reprezentare a aspectelor esenialeale unui sistem. Modelul permite descrierea cunotinelor asupra sistemului ntr-o formutilizabil. Modelul fizic este o copie sau o analogie care se comport similar cu sistemul real.Modelul fizic rezult n urma aplicrii unor simplificri.

1

ef lucr. ing., Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti (Technical University of Civil EngineeringBucharest), Facultatea de Construcii Civile, Industriale i Agricole (Faculty of Civil, Industrial and AgriculturalBuildings), e-mail [email protected]

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

27/90


Modelul matematic este un sistem de relaii matematice care descriu comportarea unui sistemfizic real. Modelul matematic poate fi construit pe modelul fizic. Modelul de calcul al structuriieste modelul fizic cruia i se ataeaz un model matematic. n dinamica structurilori ingineriaseismic acesta este modelul dinamic. Analiza seismic prin calcul a unei structuri se refer lamodelul dinamic.

n referinele bibliografice [2], [3], [5] i [6] se prezint aspecte generale privind modelareadinamic a sistemelor structurale. Acurateea modurilor proprii de vibraie reprezint msuraacurateei rspunsului seismic ale sistemelor structurale. n lucrarea [1] se consider influenaforelor axiale asupra modurilor proprii de vibraie. n lucrarea [4] se prezint modele aleatoare ndinamica structurilor i n ingineria seismic. Acurateea rezultatelor se studiaz pe baza analizeinumerice [8]. Prezenta lucrare este n principal parte a referatului de doctorat al autorului [7].

n lucrare se aplic metoda de calcul dinamic liniar [9], utiliznd componenta N-S aacceleraiei cutremurului din 4 martie 1977, nregistrat la INCERC Bucureti.

2. Alctuirea sistemului

Sistemul structural este reprezentat n figura 1. Sistemul are dou plane verticale de simetrie,unul longitudinal i unul transversal.

Stlpii intermediari au seciunea transversal de 55x55 cm2, iar cei marginali de 50x50 cm2.Riglele transversale au seciunea de 25x60 cm2, iar cele longitudinale de 25x35 cm2. Plcile de latoate nivelurile au grosimea de 13 cm. Modulul de elasticitate longitudinal are valoarea de24000 N/mm2, iar coeficientul lui Poisson =0,4. Plcile sunt deformabile nu numai pe direcievertical, dar i n planul lor. De asemenea, elementele de tip grind (riglele i stlpii) au ideformaii axiale.

3. Modele dinamice studiate

Toate modelele dinamice analizate sunt spaiale i respect cele dou plane de simetrie alesistemului structural. Structura are baza fix, iar stlpii sunt ncastrai la partea inferioar.

Modelul dinamic A (Fig. 1)

Nodurile modelului dinamic A coincid cu nodurile efective ale sistemului structural. Numrul elementelorfinite este de 140, din care 24 elemente de tip placi 116 elemente de tip grind.

Modelul dinamic B

Acest model dinamic se obine prin reducere la jumtate a dimensiunilor elementelor finite, astfel

nct numrul acestora crete la 328, dintre care 96 elemente de tip placi 232 elemente de tip grind.Modelul dinamic C

Modelul dinamic C se obine prin reducerea la jumtate a dimensiunilor elementelor finite alemodelului B, astfel nct numrul acestora este de 848 dintre care 384 elemente de tip placi464 elemente de tip grind.

Modelul dinamic D

Acest model se obine prin reducerea la jumtate a dimensiunilor elementelor finite alemodelului C, astfel nct numrul acestora crete la 2464, dintre care 1536 elemente de tip placi 928 elemente de tip grind.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

28/90


Fig.1. Modelul dinamic A

4. Formele proprii de vibraie

n figura 2 sunt reprezentate primele trei moduri proprii de vibraie obinute cu modelul dinamic A.Aceste forme proprii de vibraie au urmtoarele configuraii:

forma proprie 1 translaie longitudinal; n primul mod propriu de vibraie, nodurilesistemului dinamic au translaii orizontale pe direcia longitudinal; modul propriu 1 estemodul propriu fundamental pentru planul vertical longitudinal.

forma proprie 2 translaie transversal; n al doilea mod propriu de vibraie, nodurilesistemului dinamic au translaii orizontale pe direcia transversal; modul propriu 2 estemodul propriu fundamental pentru planul vertical transversal.

forma proprie 3 torsiune general; n al treilea mod propriu de vibraie, sistemul dinamicspaial se rotete n jurul axei verticale de intersecie a celor dou plane de simetrie; modul

propriu 3 este modul propriu de torsiune fundamental.

Fig.2. Modurile proprii 1, 2 i 3 obinute cu modelul dinamic A

Tripletul longitudinal transversal torsiune se repet din trei n trei forme proprii de vibraie

(pentru primele 9 moduri proprii). Acest rezultat s-a obinut printr-o predimensionare dinamica sistemului spaial.

25x35 25x60

50x50

55x55

13cm

6 m 6 m

4

4

4

4m

3 m3 m

3 m

Transversal

Vertical

oit

inal

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

29/90


Gradul de rafinare al discretizrii n elemente finite nu influeneaz configuraia primelor 9moduri proprii de vibraie. Aceste forme au aceeai configuraie pentru toate modelele dinamiceconsiderate: A, B, C i D.

Erorile relative ale valorilor proprii scad odat cu creterea gradului de rafinare al discretizrii.

5. Aciunea seismic

S-a aplicat metoda de calcul dinamic liniar [9]. n aceast metod aciunea seismic estereprezentat prin accelerograme nregistrate n diferite condiii de amplasament sau prinaccelerograme artificiale.

n prezenta lucrare s-a utilizat componenta N-S a acceleraiei nregistrate n timpul cutremurului

de la 4 martie 1977 la INCERC Bucureti.

6. Rezultate obinuteSe prezint dou categorii de rezultate:

variaia n timp a deplasrii relative (fa de poziia nedeformat a sistemului dinamicstructural) a planeului superior, pe direcia longitudinal (fig. 3);

deplasrile relative maxime ale fiecrui planeu pe direcia longitudinal (tabelul 1 i fig. 4).

Rspunsul seismic al sistemului structural spaial este dominat de modul propriu fundamental devibraie (fig. 2,a). n acest mod propriu, deplasrile nodurilor au loc pe direcie longitudinal,adic pe direcia de aplicare a micrii seismice. Eroarea perioadei proprii fundamentaledeterminat cu modelul A este de aproximativ 10% n raport cu modelul rafinat D,perioada fiind

mai mic la modelul A. De asemenea, perioada proprie de vibraie fundamental determinat cumodelul B este mai mic cu 1,22% n raport cu modelul rafinat D.

Tabelul 1

Deplasrile relative maxime ale sistemului structural

Modelul dinamic A Modelul dinamic B Modelul dinamic C Modeluldinamic D

Nivel

Deplasarerelativmaxim

(m)

%


(m)

%


(m)

%

Deplasarerelativ maxim

(m)

1 0,007222 16,1 0,008453 1,83 0,008589 0,3 0,008611

2 0,01747 19,6 0,021229 2,30 0,021657 0,3 0,021729

3 0,025397 21,4 0,031478 2,64 0,032185 0,4 0,03233

4 0,029954 22,6 0,037605 2,89 0,038543 0,5 0,038725

Aceste erori se regsesc amplificate n rspunsul seismic. Astfel, deplasarea relativ maxim asistemului pe direcia longitudinal obinut cu modelul dinamic A are o eroare cuprins ntre16,1% (la planeul inferior) i 22,6% (la planeul superior). Aceeai deplasare, obinut cumodelul dinamic B are o eroare cuprins ntre 1,83% (la planeul inferior) i 2,89% (la planeulsuperior) aa cum rezult din tabelul 1.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

30/90


a)

b)

c)

d)

Fig.3. Variaia n timp a deplasrilor relative: a) Modelul A, b) Modelul B, c) Modelul C, d) Modelul D

Calculul este descoperitor nu numai n cazul utilizrii modelului A (cu aproximativ 20%), darchiari a modelului mai rafinat B (cu aproximativ 2,5%).

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

31/90


Fig.4. Deplasrile relative maxime ale sistemului structural

7. Concluzii

Pentru un sistem structural spaial multietajat s-au utilizat patru modele dinamice, fiecare dintre

ele obinndu-se din precedentul prin reducerea la jumtate a dimensiunilor elementelor finite.Nodurile reelei de elemente finite ale primului model dinamic coincid cu nodurile efective alesistemului structural spaial.

Aciunea seismic a fost reprezentat de componenta N-S a acceleraiei terenului nregistrate ntimpul cutremurului de la 4 martie 1977 la INCERC Bucureti.

Diferenele dintre rezultatele obinute cu ultimele dou modele dinamice sunt nesemnificatve attn ceea ce privete valorile proprii, c i rspunsul seismic.

Erorile valorilor proprii obinute cu diferitele modele dinamice se regsesc amplificate nrspunsul seismic de aproximativ dou ori.

n cazul utilizrii primului model dinamic, calculul este descoperitor cu aproximativ 20% n ceea ce

privete deplasrile relative maxime ale sistemului structural spaial produse de aciunea seismic.

Bibliografie

[1]. Bnu V., Statica, stabilitatea i dinamica construciilor, I.C.B., Bucureti, 1988.[2]. Bnu V., Teodorescu M., Dinamica construciilor, Editura MATRIXROM, Bucureti, 2007.[3]. Clough R. W., Penzien J., Dynamics of structures, Mc. Graw-Hill, Inc. New York, London etc. 1993.[4]. Demetriu S., Modele aleatoare. Aplicaii n dinamica structurilori inginerie seismic, Editura Conspress, Bucureti, 2002.[5]. Felippa C. A., Introduction to Finite Element Methods, ASEN 5007, University of Colorado at Boulder, USA, 2004.[6]. Ifrim M., Dinamica structurilori inginerie seismic, Editura Didactici Pedagogic, Bucureti, 1984.[7]. Macavei T., Influena gradului de rafinare al discretizrii asupra rspunsului dinamic determinat prin calcul,

Referatul 3 de doctorat, Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti, 2007.

[8]. Pltineanu G., Matei P., Trandafir R., Bazele analizei numerice, Editura Printech, Bucureti, 2001.[9]. *** Codul de proiectare seismic P100 1/2006.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

32/90


MATERIALE COMPOZITE SOLUII MODERNE UTILIZATE NCONSTRUCII

COMPOSITE MATERIALS MODERN SOLUTION USED INCONSTRUCTION

BOGDAN BAHNARIU 1, MIRCEA IEREMIA 2

Rezumat: Utiliznd materialelor compozite putem obine proprieti fizice i mecanice superioredect folosind materiale tradiionale. Acest articol prezint studii teoretice i experimente pemateriale compozite.

Cuvinte cheie: materiale compozite, consolidare, confinare, fretare.

Abstract: Using the composite materials, it can be obtained superior physical and mechanicalproperties than of the traditional materials. This paper presents theoretical studies andexpererimental research regarding composite materials..

Keywords: composite materials, consolidation, containment, shrinkage.

1. Introducere

Consolidarea construciilor existente din beton armat reprezint o problem care crete namploare foarte mult odat cu trecerea anilor, mobiliznd resurse umane i materialecomparabile cu cele folosite la investiiile noi.

Apariia n timp a degradrilor ca urmare a mbtrnirii materialelor, a fenomenelor de oboseal,curgerea lent, dari a efectelor unor aciuni extraordinare (aciunea seismului, aciunea foculuisau exploziilor), precum i agresivitatea mediului au condus la numeroase cazuri de avarii nconstrucii, pagube materiale i uneori chiari umane.

n ultimii ani s-a constatat c principalele cauze care impun consolidarea construciilor din betonarmat sunt:

remedierea unor deteriorri (avarieri) ale structurii ca urmare a execuiei defectuase sau agreelilor de proiectare;

exploatarea necorespunztoare; efectele dezastruoase ale unor vnturi puternice, inundaii, explozii;

sporirea capacitii de rezisten a construciei impus de schimbarea destinaiei;

procesele tehnologice cu agresivitate chimic ridicat (ce se manifesta i prin coroziunea armturii);

degradrii terenurilor de fundare;

upgradare seismic.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti (Technical University of Civil Engineering), Facultatea deConstrucii Civile, Industriale i Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Buildings), Catedra deRezistena Materialelor (Strength of Materials Department); e-mail: [email protected]

Prof. univ. dr. ing., Universitatea Tehnica de Construcii din Bucureti(Technical University of Civil Engineering),Facultatea de Construcii Civile, Industriale i Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Buildings),Catedra de Rezistena Materialelor (Strength of Materials Department), e-mail:[email protected]; [email protected].

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

33/90


2. Soluii tradiionale i moderne de consolidare a construciilor inginereti

2.1. Soluii tradiionale de consolidare a construciilor inginereti

Printre soluiile tradiionale de placare prin lipire folosite n consolidarea structurilor ingineretise pot enumera:

cmuieli din beton armat, fig.1.a,

carcase din tabl, la care se injecteaz mortar pe baz de ciment n interspaiului dintreelement i carcas, fig.1.b,

carcase din profile metalice, fig.1.c,

fretri cu platbande, fig.1.d,

fretri cu cabluri, fig.1.e,

tole din tabl lipite cu rini epoxi, fig.1.f.

CARCASEDIN

PROFILEMETALICE

CAMASUIALADIN

BETON

ARM

AT

FRETE

DIN

PLATBAN

DE

TOLEDIN

TABLA

LIPITECU

RASINIEPO

XI

FRETE

DIN

OTELTENSIONA

TE

SICORNIERELACOLTURI

CARCASADIN

TAB

LA

a b c d e f

Fig.1. Procedee utilizate la consolidarea stlpilor din beton armat.a. cmuial din beton armat, b. carcase din tabli injectri cumortar,

c. carcase din profile metalice, d. fretri cu platbande, e. fretri cu cabluri,f. tole din tabl lipite cu rini epoxi

2.2. Soluii moderne de consolidare a constructiilor inginereti

n ultimii anii datorit progresului nregistrat n fabricarea materialelor compozite i dezavantajelorpe care le prezint soluiile tradiionale de reabilitare structural, se favorizeaz extinderea utilizrii

compozitelor cu matrice polimeric (CMP) la consolidarea structurilor de rezisten.Astfel printre soluiile de placare prin lipire folosite n consolidarea structurilor inginereti

putem enumera:

cmuieli cu polimeri armai cu fibr de carbon (CFRP) sub form de plci sau esturi;

cmuieli cu polimeri armai cu fibr de sticl (GFRP) sub form de esturi.

Exemple de produse compozite folosite n sistemele de consolidare sunt:

platbande cu fibre unidirecionale sau cu esturi neechilibrate, cu armtura dirijatpreponderent pe direcie longitudinal;

esturi bidirecionale echilibrate, neimpregnate;

platbande preimpregnate unidirecionale, n stare nentrit;

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

34/90


fascicule din fibre unidirecionale, neimpregnate folosite pentru nfurarea elementelordin materiale tradiionale;

fascicule din fibre unidirecionale preimpregnate pentru nfurare;

platbande prefabricate i ntrite, care se ataeaz de elementele consolidate cu ajutoruladezivilor.

3. Avantaje i dezavantaje n folosirea soluiilor de consolidare tradiionale i moderne

3.1. Folosirea soluiilor de consolidare tradiionale

Cmuielile din beton armat sunt un procedeu des folosit n practica consolidrii stlpilor dinbeton armat.

Cmuirea const n creterea seciunii unui element de construcie care se mbrac cu o cmadin beton armat, bine legat de elementul iniial. Introducerea de cmuieli este valabil att

pentru a mpiedica deteriorarea n continuare a unui element de construcie ct i pentru cretereacapacitii portante iniiale.

Dezavantajele folosirii acestui procedeu de consolidare sunt:

creterea seciunii elementului de beton armat;

ntreruperea procesului tehnologic care se desfasoar n respectivul amplasament;

creterea n greutate a seciunii elementului de beton armat;

probleme tehnologice ce pot aprea (posibilitatea existenei unor utilaje, mecanisme etc.care s mpiedice cofrarea, turnarea, posibilitatea de manevrare a betonului );

durata de execuie mare.

Un alt procedeu foarte uzual este folosirea de platbande metalice, acestea dovedindu-se a fiulterior ineficiente n timp datorit problemelor legate de necesitatea ancorrii, greutatea mare,transport, ntreinere i manipularea costisitoare.

3.2. Folosirea soluiilor de consolidare moderne:

Principalele argumente care stau la baza folosirii materialelor compozite cu matrice polimericepentru reabilitarea structural sunt:

raportul favorabil R/ (rezisten la ntindere/densitate) i E/ (modul deelasticitate/densitate);

proiectare dirijat a proprietilor pot fi proiectate i fabricate astfel nct s raspundunor cerine impuse;

rezisten la foc acceptabil;

rezistena la oboseal foarte bun mecanismele de deteriorare la oboseal sunt maicomplexe i se produc nsoite de absorbie mare de energie;

rezistena la coroziune este dat de rezistena la coroziune a matricelor; pentru fiecare grupde ageni corozivi se poate gsi un anumit tip de polimer care s fie suficient de rezistent;

non-conductivitatea (izolarea) electric n staii de transformare unde pericolul deelectrocutare se reduce drastic prin folosirea materialelor compozite;

stabilitate dimensionala la actiuni termice n mod obinuit toate materialele se dilat lanclzire i se contracta la rcire; deoarece fibrele au un coeficient de dilatare termica

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

35/90


liniara foarte diferit de cel al matricei (pot avea coeficeni de dilatare termica negativi ipozitivi) se pot proiecta n cazul situaiilor critice materiale compozite cu coeficieni dedilatare termica foarte mici sau chiar nuli;

prezint o aderen ridicat la materiale cum ar fi beton, crmid, piatr, lemn;

formabilitatea - capacitatea materialului de a fi utilizat n forme i elemente complicate;

transparena magnetic - se proiecteaz adaposturi pentru echipamentul radar, n medicina;

sunt materiale ecologice, uor de transportat i de instalat.

Dar cu toate aceste avantaje materialele compozite au i unele dezavantaje care trebuie luate ncalcul i se impune minimizarea lor pe ct posibil:

sunt mult mai scumpe dect materialele tradiionale folosirea nu trebuie facutnejustificat, ci numai n cazul utilizrii capacitatii lor reale;

comportare linear elastic pn la rupere fr ductilitate;

comportarea la temperaturi ridicate este deficitar, astfel toate materialele bazate pepolimeri au o aa numit temperatur de tranziie n care rezistena i modulul de

elasticitate al compozitului scad brusc i folosirea acestor materiale peste aceasttemperatur de tranzit este periculoas;

rezistena la foc - toate materialele organice ard, sunt combustibile. Pe lng aceastproblem apare i cea a toxicitii fumului pe care l degaj. Se pot pune ntrzietori deardere, dar acetia modific proprietile mecanice ale compozitului.

Tabelul 1

Comparatie intre caracteristicile oelului i a materialelor compozite

Caracteristici Oel Elemente compoziteCostul materialului Redus Ridicat

Costul de instalare Ridicat RedusCoroziunea Coroziv NecorozivGreutatea Mare RedusaPrelucrare Necesit Nu necesitntreinere Ridicat Redus

4. Materiale compozite generaliti

4.1. Conceptul de material compozit

Materialele compozite sunt sisteme multifazice obinute pe cale artificil, prin asocierea a celputin doua materiale chimic distincte cu o interfa de separare clara ntre componeni, iarmaterialul compus rezultat este creat n scopul obinerii unor proprieti ce nu pot fi obinute deoricare dintre componeni lucrnd individual.

Aceste sisteme sunt definite ca fiind compozite doar atunci cnd proprietile componentelordifer substanial n raport cu cele ale materialelor rezultate n urma asocierii. Definirea unormateriale cu termenul general de compozite este bazat pe schimbarea semnificativ acaracteristicilor materialelor compozite fa de cele ale componentelor iniiale. Cele mai multecompozite au fost realizate pentru a obine materiale cu proprieti mecanice superioare i pentrua mbunti performanele acestora n condiii severe de solicitare.

Astfel, prin realizarea materialor compozite se poate urmari obinerea unor proprieti fizico-mecanice mult superioare materialelor tradiionale.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

36/90


5. Sisteme de consolidarea folosind CPAF

5.1. Consolidarea stlpilor din beton armat

Stlpii din beton armat pot fi confinai cu CPAF n cmp, la partea inferioar i superioar astlpului sau pe toat nlimea acestuia.

n funcie de cerinele de proiectare pentru o cretere semnificativ a capacitii portante se potfolosi esturi din fibre de sticl sau carbon n mai multe straturi pentru cmuirea stlpilor.

Aderena la suprafaa de beton a esturii se face prin impregnarea acesteia cu rin epoxidic. ncazul unor condiii speciale, de exemplu rezisten la foc, se pot folosi esturi cu fibre de kevlar.

O alta tehnic de consolidare este cea care folosete benzi din CPAF de carbon sau kevlar.Aceste sunt lipite pe suprafaa betonului cu adezivi. Benzile au rolul de armtur transversalasigurnd o fretare eficient stlpului, distana dintre acestea fiind n prealabil calculat.

O tehnic asemntoare de consolidare este prin folosirea de membrane prefabricate din CPAF.Instalarea se realizeaz prin impregnarea suprafeei stlpului cu rina epoxidic i aplicareamembranei n jurul stlpului. Eventualele goluri de aer se elimin (pentru o mai bun priz amembranei de stlp) prin folosirea unui rulou metalic.

Membranele din CPAF prezint avantajul unei execuii rapide fr a mai fi necesare eventualeoperaii de finisare. Cea mai rapid metod de realizare a consolidrii, folosind CPAF este metodaautomat de confinare a stlpilor din beton armat. Fibrele (de sticl, carbon sau kevlar) impregnatesau neimpregnate n rain epoxidic sunt bobinate sub un anumit unghi n jurul stlpului.

Folosirea cmilor compozite la confinarea stlpilor cu seciune ptrat are o eficiena mult mairedus. Aceasta se explic prin distribuirea diferit a presiunii de confinare. La seciunile

circulare presiunea de confinare este uniform, n timp ce la seciunile ptrate presiunea deconfinare variaz de la o valoare maxim la coluri ctre o valoare minim la mijlocul laturilor.Prin aplicarea unor corecii se poate mbunti modul de lucru al seciunii consolidate a stlpilori implicit performanele structurale ale acestora, fig. 2.

Fig. 2. Consolidarea stlpilor cu seciuni ptrate folosind CPAF.1. nfurare cu fii preimpregnate; 2. cmuial prefabricat

a. element din beton armat; b. adeziv; c. platband compozit; d. profil compozit.

Eficiena confinrii stlpilor cu seciune ptrat (dreptunghiular) se mbuntete prinrotunjirea colurilor. De altfel colurile ascuite trebuie evitate n aplicaiile practice n care sefolosesc nfurri sau cmuieli din CPAF.

n fig. 3 este prezentat soluia de consolidare a zonei de rezemare a unei grinzi de pod pe un

stlp. La partea superioar a stlpului se suplimenteaz nfurarea compozit. De asemenea,

a

b

c

d

1. 2.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

37/90


grinda este nfurat cu membrane compozite la care fibrele sunt orientate perpendicular pe axagrinzii ctre zona de rezemare i orientate la 45 n regiunea de intersecie a stlpului cu grinda .

Cedarea mbinrii consolidate are loc in momentul atingerii capacitii de rezisten la ntindere asistemului compozit de pe captul grinzii i de asemenea prin strivirea betonului din zonelecomprimate ale mbinrii.

Aceste materiale ofer avantaje remarcabile prin proiectare, asigurnd soluii eficiente acolounde soluiile convenionale sunt mai greu de realizat.

Cu toate acestea, costul CPAF este nc relativ ridicat, iar sensibilitatea acestor materialenecesit msuri de protecie mai ales n cazul unor radiaii ultraviolete i de absorbia umezelii.

Fig. 3. Consolidarea zonei de rezemare a grinzii pe stlp

a. grind de beton armat, b. stlp de beton armat, c. nfurare primarpe stlp, d. nfurare suplimentar la captulstlpului, e. nfurarea cu fii armate unidirecional, f. membrane cu fibre orientate la 45

Folosirea CPAF la consolidarea stlpilor din beton armat este argumentat de urmtoarele:

posibilitatea suplimentrii necesarului de armtur transversali longitudinal utilizndCPAF sub diferite forme (esturi, membrane, benzi, bare);

CPAF cresc rigiditatea i rezistena stlpilor; este recomandat folosirea CPAF la repararea i consolidarea stlpilor din zone seismice;

se menine seciunea aparent a stlpilor egal cu cea iniial;

proiectarea consolidrii stlpilor folosind CPAF este relativ simpl;

transportul materialelor nu implic costuri mari;

n cazul confinrii pasive a stlpilor, costul manoperei nu este ridicat;

5.2. Soluii de consolidare a structurilor din zidrie

Cmuielile din beton armat pentru consolidarea structurilor din zidrie au o utilizareimportanta pe scar global. Gradul de eficien al acestei metode este unul ridicat deoarece seobin cresteri importante n ceea ce priveste capacitatea portant, rigiditatea i ductilitatea.

Cu toate acestea, aceast soluie este nsoit de unele dezavantaje:

cmuielile grele sporesc mult greutatea proprie adugnd ncrcri permanente destulde mari, uneori imposibil de transmis la terenul de fundare (mai ales cnd la parter sunt

boli sau arce);

ncrcrile suplimentare din greutatea proprie modific rspunsul dinamic al structurii;

grosimile cmuielilor pot altera aspectul estetic i reduc spaiul util din cldiri,

soluia este mare consumatoare de manoper i pe durata realizrii lucrrilor esteobstrucionat utilizarea normal a cldirii.

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

38/90


Lund in considerare toate aceste aspecte, n ultimii ani s-a nceput nlocuirea solutiilorconvenionale utilizate la consolidarea zidriilor prin folosirea compozitelor armate cu fibre.

O prim variant de consolidare cu CPAF este folosirea unei esturi din fibre (din sticl, carbon sauaramidice) preimpregnat cu o rin polimerici lipit pe suprafaa zidriei cu un strat adeziv.

Studii experimentale ulterioare au evideniat faptul c la consolidarea zidriilor este mai eficientutilizarea fiilor compozite nguste, orientate aproximativ dup direciile tensiunilor normaleprincipale, dect acoperirea ntregului perete cu membrane compozite continue.

Eficiena corespunztoare a consolidrii cu fii compozite se obine doar dac este asiguratancorarea corespunztoare a armturii compozite la capete, prin lungimi de ancorare suficientesau prin sisteme de strngere.

Dac nu se asigur aceste condiii pot apare desprinderi ale fiilor compozite i moduri decedare similare celor de la elementele din beton armat.Tiranii realizai din compozite polimericearmate cu fibre se folosesc mai ales la consolidarea monumentelor istorice realizate din zidrie.Folosirea tendoanelor compozite respect dou condiii principale:

interveniile structurale sunt puin vizibile i nu altereaz arhitectura construciei,

soluiile propuse sunt reversibile i pot fi demontate dac performanele pe termen lungnu sunt satisfctoare.

Structurile din zidrie se pot consolida folosind tirani dispui perimetral. Tiranii sub forma unorbare rotunde sau fii plate din compozite polimerice se aplic perimetral prin exteriorulzidurilori apoi se pretensioneaz pentru realizarea confinrii orizontale.

Compozitele folosite la tirani sunt cu armare unidirecional avnd rezistene longitudinale foarte bune,dar cu mult mai mici n direcie transversal; de asemenea compozitele cu armare unidirecional carefolosesc matrice polimerice termorigide sunt fragile i sensibile la operaiile de filetare sau achiere. De

aceea trebuie realizate sisteme speciale de nndire n cmp sau de fixare la capete.ntruct tiranii din CPAF nu pot fi ndoii dup raze mici de curbur este imposibil trecereaacestor elemente dup coluri i se impune ancorarea separat a tendoanelor.

Sistemul de fixare i ancorare la colul unui zid este realizat dintr-un colar din oel i o perechede reazeme care permit ancorarea fiei compozite. Tendonul compozit se lipete pe o perechede eclise metalice.

Transferul forelor de pretensionare din tirani la structur se realizeaz prin contactul dintrecolarul metalic i zidrie. Cele dou tendoane compozite ancorate la acelai col se

pretensioneaz progresiv prin strngerea alternativ a piulielor din captul pieselor, astfel ncts se echilibreze momentele ncovoietoare.

nndirea tendoanelor compozite, dispuse perimetral, se face prin intermediul unor eclisemetalice i un manon de strngere.

Folosirea CPAF la consolidarea structurilor din zidrie, dei n stadiu iniial, ofer rezolvricorespunztoare n cazurile n care soluiile tradiionale prezint unele dezavantaje inacceptabile.

Totui folosirea CPAF necesit dezvoltarea unor soluii speciale de prindere i fixare astfel ncts fie utilizat n ntregime potenialul structural al acestor elemente.

5.3. Soluii de consolidare a elementelor din lemn

Conceptul consolidrii grinzilori stlpilor din lemn folosind CPAF este relativ nou. O serie demetode folosite la consolidarea grinzilor din lemn sunt asemntoare cu metodele de consolidare

7/28/2019 Doctoral Nr3 2010

39/90


aplicate grinzilor din beton armat. Prin urmare, se extinde ideea de consolidare a grinzilor dinlemn cu CPAF n vederea sporirii capacitii de rezisten la forfecare i ncovoiere. Deasemenea stlpii din lemn cu seciune circular i rectangular vor fi confinai n vedereacreterii capacitii portante.

Aceste tehnici de consolidare folosind CPAF se pot aplica la construc iile de importan istoric(castele, mnstiri, muzee), poduri din lemn, grinzile cu zbrele, arce, etc.

Consolidarea stlpilor din lemn folosind CPAF presupune mai nti un studiu economic pentru aanaliza dac

doctoral nr3 2010

Documents