Calin Mariana Catalina - Rezumat

UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCȚII BUCUREȘTI FACULTATEA DE HIDROTEHNICĂ

Ing. Călin Mariana Cătălina

REABILITAREA ANTISEISMICĂ A STRUCTURILOR SPAȚIALE PRIN ALGORITMUL GENETIC

Rezumatul tezei de doctorat

Conducător ştiinţific Prof. Ramiro Sofronie

Bucureşti, 18 noiembrie 2011

Reabilitarea antiseismică a structurilor spaţiale prin algoritmul genetic

2

MULŢUMIRI

Doresc să adresez mulţumirile cuvenite tuturor acelor care, direct sau indirect, prin sugestiile oferite şi prin sprijinul acordat, au contribuit la finalizarea acestui demers ştiinţific.

Pe tot parcursul efectuarii acestei lucrări am beneficiat de sprijinul permanent al Domnului Profesor Ramiro Sofronie, conducătorul ştiinţific al tezei mele de doctorat, căruia îi aduc pe această cale, cele mai sincere multumiri pentru îndrumarea activităţii mele ştiinţifice şi pentru exigenţa manifestată faţă de conţinutul lucrării.

Mulţumesc domnului prof. Bica Ioan decan al Facultăţii de Hidrotehnică pentru onoarea ce mi-o face prin prezenţa sa în calitate de Preşedinte al Comisiei de doctorat, şi de asemenea membrilor comisiei oficiale formată din distinşii profesori: prof. Oprea Gheorghe de la Academia Tehnică Militară Bucureşti, conf. Stoica Daniel de la Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, conf. Gârbea Horia de la Universitatea de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară Bucureşti.

Mulţumesc domnului prof. Cîmpeanu Sorin, decan al Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, pentru sprijinul moral şi material acordat pe tot parcursul perioadei de studiu şi elaborare a tezei de doctorat.

Pentru profesionalismul şi sprijinul acordat dezvoltării algoritmului de calcul le adresez mulţumiri D-lui ing. Ionică Gheorghe de la firma Altiscad şi D-lui Sef lucr. Dragomir Claudiu Sorin de la Facultatea de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului.

Multumesc Doamnei Conf. Raluca Manea pentru sprijinul profesional şi personal ca şi pentru încrederea pe care mi-a acordat-o.

Sunt profund recunoscătoare şi mulţumesc tuturor celor care mi-au oferit necondiţionat ajutorul în timpul stagiului de doctorat, în special, doamnei conf. Vîrsta Ana şi doamnei ş.l. Iordan Daniela.

In cele din urmă, aş dori să-mi exprim recunoştinţa şi să le mulţumesc părinţilor mei pentru susţinerea, înţelegerea şi liniştea pe care mi-au asigurat-o pe parcursul anilor de studiu doctoral.

6 noiembrie 2011 Călin Mariana Cătălina


3


4

CUPRINSUL TEZEI DE DOCTORAT

CAP.1. INTRODUCERE 4 1.1. Explicarea titlului 4 1.2. Actualitatea subiectului 4 1.3. Importanţa subiectului 4 1.4. Obiectivele tezei 4 1.5. Conţinutul tezei 5

CAP.2. STADIUL CUNOAŞTERII PRIVIND REABILITAREA ANTISEISMICĂ A STRUCTURILOR 7 2.1. Prevederile codului P100-1/2006 privind satisfacerea cerinţelor de siguranţă 7 2.2. Prevederile Legii 10/1995 – actualizată în 2007 privind calitatea în

construcţii şi responsabilitatea proprietarilor 9 2.3. Antecedente structurale în incinta Universităţii de Ştiinţe Agronomice

şi Medicină Veterinară – Bucureşti 10 2.3.1. Răspunsul seismic şi avariile survenite la căminul studenţilor agronomi la cutremurele din 1940 şi 1977 10 2.3.2. Avariile survenite în anii ‘60 la căminul studenţesc nr.4 din incinta campusului U.S.A.M.V.- Bucureşti 11 2.3.3. Răspunsul seismic al clădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului – corp A la cutremurul din 1977 12

2.4. Exemple de utilizare a algoritmului genetic în domeniul construcţiilor 14 2.4.1. Identificarea avariilor existente pe o grindă simplu rezemată din beton nearmat 14 2.4.2. Detecţia avariilor pe structuri cadru cu n grade de libertate 16 2.4.3. Identificarea caracteristicilor dinamice ale unor clădiri instrumentate din S.U.A 19

CAP.3. CRITICA STADIULUI CUNOAŞTERII 28 3.1. Obligativitatea realizării cărţilor tehnice pentru construcţii 28 3.2. Nevoia criteriilor unitare de evaluare a stării de siguranţă 28 3.3. Evaluarea interacţiunii teren-structură asupra clădirilor vechi 29 3.4. Utilitatea algoritmului genetic în realizarea scenariilor de intervenţii structurale 30 3.5. Revizuirea codului P100-1/2006 cu privire la mărirea intervalului mediu de recurenţă

de la 100ani la 475 ani 31 3.6. Elaborarea şi perfecţionarea metodelor numerice de realizare a calcului energetic în

ingineria civilă 32 3.7. Aplicarea metodei termografice în construcţii 32

CAP.4. DESCRIEREA ALGORITMULUI GENETIC 34 4.1. Scurt istoric 34 4.2. Definirea algoritmului genetic şi stadiul de dezvoltare 34 4.3. Algoritmul genetic simplu 35 4.4. Evaluarea structurilor existente folosind algoritmul genetic 38 4.5. Verificarea integrităţii şi identificarea avariilor existente în componenetele structurale

prin AG 39 4.6. Detecţia avariilor la structuri folosind un algoritm genetic modificat 42

CAP.5. CLĂDIREA F.I.F.I.M. – CORP A – DATELE TEHNICE, DE LA CONSTRUCŢIE PÂNĂ ÎN PREZENT 44

5.1. Date generale 44 5.2. Sistemul constructiv 44 5.3. Avarii structurale produse de cutremure asupra structurii 45 5.4. Rezultatele înregistrărilor microseismice 48

5.4.1. Rezultatele măsurătorilor realizate între anii 1986 – 1998 48 5.4.2. Rezultatele măsurătorilor in situ cu echipamentul geodinamic GeoSIG GBV-316 48

5.5. Măsurători ale imperfecţiunilor geometrice structurale 52 5.6. Încadrarea construcţiei în prescripţiile din codul P100-1/2006 63

5.6.1. Calculul cadrului spaţial pentru corpul A – varianta 1 63 5.6.2. Calculul cadrului spaţial pentru corpul A – varianta a 2-a 69 5.6.3. Calculul cadrului spaţial pentru corpul A – varianta a 3-a 75

5.7. Rezultatele obţinute în urma calculului structural – studiu comparativ 81


5

5.7.1. Influenţa intervenţiilor de consolidare asupra perioadelor proprii 81 5.7.2. Variaţia deplasărilor pe cele două direcţii la cutremur pentru cele trei variante de calcul 84

5.7.2.1. Verificarea deplasărilor laterale pe cele două muchii 88 5.8. Comentarii asupra rezultatelor obţinute prin calcul 91

CAP.6. CLĂDIREA F.I.F.I.M. – CORP A – STUDIUL COMPARATIV AL RĂSPUNSULUI SEISMIC CU ŞI FĂRĂ INTERACŢIUNEA TEREN-STRUCTURĂ 93

6.1. Teoria lui Winkler – privind interacţiunea teren-structură 93 6.2. Prevederile codului P100-1/2006 privind rosturile seismice 94 6.3. Performanţele calculului structural al programului Autodesk Robot Structural

Analysis Professional 95 6.3.1. Descrierea generală a programului de calcul structural 95 6.3.2. Fundamentul teoretic al metodelor dinamice implementate în programul de calcul 96

6.4. Influenţa interacţiunii teren-structură asupra corpului A 98 6.4.1. Calculul structural efectuat pe corpul de clădire în ipoteza pe pat rigid (fără interacţiune teren-structură) 98 6.4.2. Calculul structural efectuat pe corpul de clădire în ipoteza pe pat elastic (cu interacţiune teren-structură) 108

6.5. Comentarii asupra rezultatelor obţinute prin calcul 119

CAP.7. CERINŢE ŞI CONCEPŢII DE REABILITARE A STRUCTURILOR DIN BETON ARMAT 125 7.1. Prevederile codului P100-3/2008 privind reabilitarea antiseismică a structurilor 125

7.1.1. Domeniu de aplicare 125 7.1.2. Obiective de performanţă. Stări limită 126 7.1.3. Opţiuni pentru strategia de intervenţie

7.2. Caracteristicile clădirilor rezistente la cutremur 127 7.3. Consolidare structurilor din beton armat 128

7.3.1.Tipuri de intervenţii 128 7.3.2. Soluţii care urmăresc sporirea rezistenţei 129 7.3.3. Consolidarea prin cămăşuirea cu beton armat 130 7.3.4. Introducerea de pereţi structurali de beton armat 132

7.3.4.1.Introducerea de pereţi structurali de beton armat în structuri în cadre 132 7.3.4.2.Intervenţie post seismică prin diafragme din beton armat la exteriorul construcţiei134

7.4. Remedierea neregularităţilor în plan 135

CAP.8. STUDIUL COMPARATIV AL INTERVENŢIILOR STRUCTURALE FOLOSIND ALGORITMUL GENETIC 136

8.1. Codificarea problemei 136 8.1.1. Introducere 136 8.1.2. Modelare teoretică 136

8.2. Aplicarea algoritmului genetic pe clădirea F.I.F.I.M. – corp A 145 8.2.1. Introducere 145 8.2.2. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat rigid - fără rosturi seismice 146 8.2.3. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat rigid - cu rosturi seismice virtuale 162 8.2.4. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat elastic - fără rosturi seismice 179 8.2.5. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat elastic - cu rosturi seismice virtuale 196


CAP.9. CLĂDIRE F.I.F.I.M. – CORP A – INFLUENŢA HAZARDULUI SEISMIC ASUPRA CLĂDIRII 226 9.1. Prevederile codului P100-1/2006 privind acceleraţia terenului pentru proiectare 226 9.2. Prevederile codului P100-1 propus în 2011 privind acceleraţia terenului pentru proiectare 229 9.3. Rezultate obţinute în urma calculului structural 232

9.3.1. Clădire F.I.F.I.M. după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice pentru ag=0,24g,ag=0,28g,ag=0,32g – scenariul 1 (situaţia reală) 232 9.3.2. Clădire F.I.F.I.M. după consolidarea din 1996 cu rosturi seismice virtuale pentru ag=0,24g,ag=0,28g,ag=0,32g – scenariul 2 (situaţia target) 259


CAP.10. CLĂDIRE F.I.F.I.M. – CORP A – CALCUL ENERGETIC 289 10.1. Teorema reciprocităţii deplasărilor a lui Maxwell 289 10.2. Obţinerea diagramelor de energie folosind programul ETABs 291 10.3. Rezultatele obţinute în urma calculului energetic – studiu comparativ 293


6

10.3.1. Clădire F.I.F.I.M. – corp A înainte de cutremurul din 1977 296 10.3.2. Clădire F.I.F.I.M. – după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice (situaţia reală) 313

10.3.2.1. Clădire F.I.F.I.M. – corp A după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice (situaţia reală) 328

10.3.3. Clădire F.I.F.I.M. – corp A după consolidarea din 1996 cu rosturi seismice virtuale (situaţia target) 354


CAP.11. CLĂDIRE F.I.F.I.M. – CORP A – METODA TERMOGRAFICĂ 387 11.1. Termografia în construcţii conform standardului SR EN ISO 13187/2000 387

11.1.1. Domenii de aplicare a metodei termografice 387 11.1.2. Metodologia pentru determinarea termografică în construcţii 388

11.2. Modelarea numerică a comportării structurilor 390 11.3. Analiza calitativă utilizând metoda termografiei în infraroşu – clădirea F.I.F.I.M. – corp A 390 11.4. Comentarii asupra rezultatelor obţinute prin calcul 411

CAP.12. CONCLUZIE 412 12.1. Îndeplinirea obiectivelor tezei de doctorat prin validare pe cazuri reale şi după cerinţele esenţiale din legislaţia în vigoare 412 12.2. Contribuţii personale 413 12.3. Valoarea aplicativă a tezei 413

BIBLIOGRAFIE 414 GLOSAR DE TERMENI 419 SIMBOLURI ŞI UNITĂŢI DE MĂSURĂ 423

CAP.1. INTRODUCERE 1.1. Explicarea titlului Titlul tezei de doctorat se referă la structurile spaţiale din clasa a doua de importanţă

(conform codului P100-1/2006), compuse din elemente repetive care se pretează la o analiză cu algoritmul genetic în vederea unei eventuale reabilitări antiseismice.

Reabilitarea antiseismică presupune reconstrucţia sau înlocuirea oricărei componente structurale avariate cu scopul menţinerii sau îmbunătăţirii nivelului de comportare la cutremur.

Pentru cercetarea în vederea reabilitării am aplicat metoda algoritmului genetic, care este o tehnică euristică de căutare în spaţiul soluţiilor, implementând paradigma darwinistă de evoluţie.

1.2. Actualitatea subiectului Algoritmul genetic s-a dovedit o tehnică sugestivă şi eficientă pentru multe probleme. Metoda a fost recunoscută ca tehnică inteligentă promiţătoare de cercetare pentru

probleme dificile în ultimele două decenii. Aplicarea metodei este favorizată de disponibilitatea calcului de mare capacitate.

Metoda algoritmului genetic a fost dezvoltată de John Holland în 1960 şi continuată de D. Goldberg, iar pe baza acestor studii ea a fost aplicată în nenumărate domenii printre care şi ingineria civilă, cu rezultate bune în optimizarea şi identificarea structurală.

În ultimul timp, interesul în angajarea acestor tehnici pentru identificarea avariilor structurale este în creştere, acest lucru contribuind la luarea deciziilor privind soluţiile de reabilitare.

1.3. Importanţa subiectului În România protecţia antiseismică a fost asigurată de codul P100:92, urmat de P100/2004

şi în prezent de P100-1/2006. În urma intrării în vigoare a normativului P100-3/2008, care urmăreşte evaluarea şi consolidarea clădirilor existente, va fi necesar ca în urma evaluării să se stabilească necesitatea intervenţiei structurale şi măsurile de consolidare care se impun pentru o anumită construcţie.

De asemenea Legea 10/1995 actualizată în 2007, precizează cerinţele esenţiale pentru menţinerea pe întreaga durată de existenţă a construcţiei - art.5,rezistenţa mecanică şi stabilitate, şi obligaţiile şi răspunderile proprietarilor-art.25.


7

Pentru acest lucru metoda algoritmului genetic poate fi folosită cu succes, având în vedere că a dat rezultate favorabile şi până în prezent în identificarea performanţelor structurale.

1.4. Obiectivele tezei Obiectivele tezei de doctorat constau în:

1. Studiu comparativ al răspunsului seismic al cădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, Bucureşti – corp A în cele 3 faze de serviciu:

- construcţia originală înainte de cutremurul din 1977; - după consolidarea din 1986, - după consolidarea din 1996.

2. Evaluarea stării de siguranţă a clădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, Bucureşti – corp A la cutremurul de proiectare.

3. Evaluarea răspunsului seismic al corpului A în două alternative: cu şi fără interacţiunea teren – structură.

4. Scenarii de intervenţii structurale pentru sporirea siguranţei globale prin algoritmul genetic. 5. Efectul creşterii ipotetice a hazardului seismic asupra clădirii F.I.F.I.M. 6. Evaluarea energetică a siguranţei globale a clădirii F.I.F.I.M. 7. Analiza termografică a clădirii F.I.F.I.M.

1.5. Conţinutul tezei Teza de doctorat este structurată pe 12 capitole. Fiecare capitol exceptând acesta,

capitolul 2 şi 7 începe cu o prezentare generală a domeniului, conţine detalii despre subiectul abordat şi se incheie cu comentarii. Capitolul 2 intitulat Stadiul cunoaşterii privind reabilitarea antiseismică a structurilor, prezintă prevederile codului P100-1/2006 privind satisfacerea cerinţelor de siguranţă şi prevederile legii 10/1995, actualizată în 2007, privind calitatea în construcţii. De asemenea, mai prezintă antecedentele structurale din incinta USAMV Bucureşti, cu detalierea a 3 construcţii: căminul studenţilor agronomi construit în 1929, căminul A4 construit între anii 1956-1959 şi corpul A al clădirii FIFIM construit între anii 1972-1973. Capitolul se încheie cu exemple de utilizare a algoritmului genetic în domeniul construcţiilor: identificarea avariilor exsitente pe o grindă simplu rezemată din beton nearmat, detecţia avariilor pe cadre cu n grade de libertate şi identificarea caracteristicilor dinamice ale unor clădiri instrumentate din SUA. Capitolul 3 intitulat Critica stadiului cunoaşterii, se referă în general la subiectele dezvoltate în teză. Capitolul 4 intitulat Descrierea algoritmului genetic prezintă structura standard a algoritmului genetic şi modulele sale funcţionale. După cum se arată în acest capitol algoritmul genetic este o metodă robustă, putând fi aplicată cu succes în rezolvarea problemelor de inginerie civilă. În acest sens sunt date câteva exemple de aplicare în inginerie, cum ar fi: evaluarea structurilor existente, verificarea integrităţii şi identificarea avariilor existente în componentele structurale, pentru a putea fi abordate prin prisma algoritmilor genetici. Acest capitol poate fi folosit ca un ghid de modelare a structurilor compuse din elemente repetitive. Capitolul 5 intitulat Clădire FIFIM – corp A – datele tehnice, de la construcţie până în prezent prezintă studiul comparativ al răspunsului seismic al clădirii FIFIM – corp A în cele 3 faze de serviciu: înainte de cutremurul din 1977, după consolidarea din 1986 şi după consolidarea din 1996. Au fost prezentate mai întâi datele tehnice referitoare la corpul de clădire de la construcţie până în prezent după care s-a efectuat calculul structural pentru cele 3 faze de serviciu conform prescripţiilor codului P100-1/2006. În final sunt prezentate rezultatele obţinute într-un studiu comparativ care sunt comentate valoric. Capitolul 6 intitulat Clădire FIFIM – corp A – studiul comparativ al răspunsului seismic cu şi fără interacţiunea teren-structură conţine o evaluare a răspunsului seismic al corpului A cu şi fără intercaţiunea teren-structură. Pe baza teoriei lui Winkler şi cu ajutorul programului de calcul structural Robot este realizat un calcul pe corpul de clădire arătând influenţa interacţiunii teren-structură. Calculul este efectuat în 4 ipoteze: structură pe pat rigid cu şi fără rosturi seismice şi structură pe pat elastic cu şi fără rosturi seismice. În urma acestui studiu în finalul capitolului sunt prezentate comentariile asupra rezultatelor obţinute: validarea perioadelor de oscilaţie calculate cu


8

cele din măsurători arătând astfel situaţia reală a clădirii – structură pe pat elastic fără rosturi seismice, şi identificarea situaţiei target – structură pe pat elastic cu rosturi seismice virtuale. Capitolul 7 intitulat Cerinţe şi concepţii de reabilitare a structurilor din beton armat prezintă cerinţele şi concepţiile de reabilitare a structurilor din beton armat conform codului în vigoare – P100-3/2008. Capitolul 8 intitulat Studiul comparativ al intervenţiilor structurale folosind algoritmul genetic se referă la studiul comparativ al soluţiilor de reabilitare folosind algoritmul genetic. În prima parte se prezintă codificarea problemei şi modelarea teoretică urmată de aplicarea algoritmului genetic prin simularea a 17 soluţii în 4 ipoteze, căutând astfel în spaţiul soluţiilor pe cea mai potrivită în vederea unei eventuale reabilitări cu scopul îmbunătăţirii condiţiilor de siguranţă şi dinamice ale structurii. Capitolul se încheie cu comentarii privind valoarea rezultatelor obţinute. Capitolul 9 intitulat Clădire FIFIM – corp A – influenţa hazardului seismic asupra clădirii prezintă efectul creşterii ipotetice a hazardului seismic asupra clădirii FIFIM. S-au propus 2 scenarii: clădire FIFIM fără rosturi seismice, care reprezintă situaţia reală, şi clădire FIFIM cu rosturi seismice virtuale, care reprezintă situaţia target, cărora li s-au aplicat 3 ipoteze de calcul: ipoteza IMR=100ani cu ag=0,24g, conform codului în vigoare P100-1/2006, ipoteza IMR=475ani cu ag=0,28g, conform codului P100-1 propus în 2011 şi ipoteza IMR=475ani cu ag=0,32g, conform codului P100-1 propus în 2011. În urma acestui studiu comparativ a rezultat că deplasările cresc proporţional cu acceleraţia terenului de proiectare. S-a arătat că şi în ipoteza aplicării codurilor viitoare, nevoia rosturilor seismice se menţine. Capitolul se încheie cu comentarii privind rezultatele obţinute. Capitolul 10 intitulat Clădire FIFIM – corp A – calcul energetic prezintă evaluarea energetică a siguranţei globale a clădirii FIFIM – corp A în 3 ipoteze: înainte de cutremurul din 1977, după intervenţiile structurale din 1996 fără rosturi seismice, situaţia reală, şi după intervenţiile structurale din 1996 cu rosturi seismice virtuale, situaţia target. Studiul a fost efectuat cu ajutorul programului ETABs pe baza teoriei reciprocităţii deplasărilor a lui Maxwell. Diagramele de energie au fost prezentate pentru trei tipuri de încărcări statice: greutate proprie, greutate proprie şi cutremur pe direcţia x şi greutate proprie şi cutremur pe direcţia y. Evaluarea energetică a confirmat rezultatele obţinute prin metodele dinamice, inclusiv nevoia de rosturi seismice, arătând în primul rând o distribuţie neuniformă a energiei potenţiale în structură care contravine principiului uniformităţilor din Eurocodul 8. După cum s-a putut observa din studiul comparativ, influenţa cutremurului asupra componentelor structurale ale clădirii este mare, ajungând chiar la valori maxime pentru chesoane, ceea ce înseamnă că ele sunt puse în valoare energetic. Capitolul 11 intitulat Clădire FIFIM – corp A – metoda termografică conţine o analiză calitativă utilizând metoda termografiei în infraroşu asupra clădirii FIFIM – corp A. Conform studiului valorile rezistenţei la întindere a betonului nu depăşesc valoarea maximă admisibilă din Eurocodul 2, ceea ce înseamnă că există o tensiune internă, dar care rămâne sub limita de cedare. Astfel analiza termografică confirmă existenţa tensiunilor interne şi neuniformitatea lor, indicând valorile şi zonele periculoase. Capitolul 12 intitulat Concluzie prezintă îndeplinirea obiectivelor tezei de doctorat prin validare pe cazuri reale şi după cerinţele esenţiale din legislaţia în vigoare, contribuţiile personale şi valoarea aplicativă a tezei. Teza de doctorat se încheie cu o bibilografie conţinând 77 de titluri, 16 coduri şi normative, un glosar cu 69 de termeni şi lista simbolurilor cu unităţile de măsură utilizate.

CAP.2. STADIUL CUNOAŞTERII PRIVIND REABILITAREA ANTISEISMICĂ A STRUCTURILOR

2.1. Prevederile codului P100-1/2006 privind satisfacerea cerinţelor de siguranţă

Proiectarea la cutremur urmăreşte satisfacerea, cu un grad adecvat de siguranţă, a următoarelor cerinţe fundamentale:

1. cerinţa de siguranţă a vieţii 2. cerinţa de limitare a degradărilor

Îndeplinirea cerinţelor fundamentale se controlează prin verificările a două categorii de stări limită:


9

1. Stări limită ultime, ULS, asociate cu ruperea elementelor structurale şi alte forme de cedare structurală care pot pune în pericol siguranţa vieţii oamenilor.

2. Stări limită de serviciu, SLS, care au în vedere dezvoltarea degradărilor până la un nivel, dincolo de care cerinţele specifice de exploatare nu mai sunt îndeplinite.

Condiţiile date în cod au caracter minimal obligatoriu şi nu sunt limitative. 2.2. Prevederile Legii 10/1995 – actualizată în 2007 privind calitatea în construcţii şi

responsabilitatea proprietarilor

Art.5 – calitatea în construcţii - sunt obligatorii realizarea şi menţinerea, pe întreaga durată de existenţă a construcţiilor, a cerinţelor esenţiale (rezistenţa mecanică şi stabilitate).

Art.25 – obligaţiile şi răspunderile proprietarilor

2.3. Antecedente structurale în incinta Universităţii de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară – Bucureşti

2.3.1. Răspunsul seismic şi avariile survenite la căminul studenţilor agronomi la cutremurele din 1940 şi 1977

Fig.2.1. Căminul studenţilor agronomi construit în 1929 Fig.2.2. Căminul studenţilor agronomi consolidat

Clădirea a fost proiectată între anii 1928-1929 de Prof. arh. Florea Stănculescu şi ing. Liviu Ciulley. Căminul studenţilor agronomi avea un plan în formă de L şi regimul de înălţime S+P+4E. Această clădire a fost avariată întâi de cutremurul din 1940, consolidată apoi de Prof. Aurel A. Beleş. Din cauza greşelii de consolidare clădirea a fost avariată din nou foarte sever la cutremurul din 1977 şi demolată în 1996.

2.3.2. Avariile survenite în anii ‘60 la căminul studenţesc nr.4 din incinta

campusului U.S.A.M.V.- Bucureşti

Căminul A4 (fig.2.3-a) din incinta capusului U.S.A.M.V.- Bucureşti este o structură cu un regim de înălţme P+3E, construită în anii 1956-1959, la care s-au produs fisuri în pereţi şi planşee, la câţiva ani după darea lui în exploatare.

Fig.2.3. Căminul studenţesc nr.4 din incinta campusului Fig.2.4. Căminul studenţesc nr.4 – consolidare cu

U.S.A.M.V.,Bucureşti:b) căminul A4 - 2011 tiranţi

În anul 1969 a fost consolidată de Acad.prof.emerit.ing. Aurel Beleş, prin cămăşuirea întregii construcţii cu beton torcretat şi realizarea unor tiranţi metalici la 2-3 travee distanţă (fig.2.4.). Tiranţii au fost prevăzuţi sub tavan şi au fost protejaţi prin vopsire cu miniu de plumb şi vopsea de ulei.

De la consolidare şi până în prezent clădirea a trecut prin trei cutremure: 4 martie 1977, 30/31 august 1986 şi 30 mai 1990, la care structura s-a comportat bine datorită acestor lucrări. În


10

anul 2007 clădirea a mai suferit unele transformări, şi anume, a fost renovată la interior iar la exterior a fost închisă cu pereţi cortină(fig.2.3.-b).

2.3.3. Răspunsul seismic al clădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului – corp A la cutremurul din 1977

Clădirea Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului – corp A se află în cadrul

Universităţii de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară, Bucureşti, şi a fost construită între anii 1972-1973 (masivă şi fără stâlpi de colţ).

Fig.2.5. Clădirea F.I.F.I.M – corp A – înainte Fig.2.7. Clădirea F.I.F.I.M – corp A – în prezent de cutremurul din 1977

Construcţia a suportat trei cutremure majore începând cu cel din 1977, 1986 şi terminând cu cel din 1990, într-o zonă seismică de gradul VIII.

Deşi regimul de înălţime al corpului A este redus (H=20.10m) şi forma în plan este regulată, la cutremurul din 4 martie 1977 s-au produs avarii grave.

Fig.2.6. Clădire F.I.F.I.M. - corp A – detaliu de avarii

În urma acestor avarii în 1986 s-a procedat la o consolidare parţială, cămăşuindu-se stâlpii centrali iar la exterior între stâlpii de colţ şi cei intermediari s-au introdus zidării de cărămidă plină, cu rol de diafragme moi, iar între anii 1996 – 1998 s-au efectuat noi intervenţii de consolidare, realizăndu-se chesoane din beton armat la colţurile clădirii (fig.2.7).

Clădirea a fost prevăzută iniţial cu rosturi de separaţie între corpuri cu rol de dilataţie – contracţie. În urma intervenţiilor de consolidare ele au fost închise, observându-se în prezent fisuri acolo unde erau amplasate (fig.2.8 şi 2.9).


11

Fig. 2.8. Rosturi de dilataţie închise (fisuri) Fig. 2.9. Rosturi de dilataţie închise (fisuri)

– corp A, etaj 2 – corp A, etaj 1 şi 2

2.4. Exemple de utilizare a algoritmului genetic în domeniul construcţiilor 2.4.1. Identificarea avariilor existente pe o grindă simplu rezemată din beton

nearmat

S-a efectuat o simulare numerică pentru a examina procedura propusă bazată pe genetică. Pentru aceasta, a fost selectată o grindă de beton simplu rezemată de lungime L = 4m şi o secţiune transversală rectangulară b×h =0.25m × 0.20m. Pentru scopurile calculului modal grinda a fost divizată în 10 elemente bidimensionale după cum se vede în Fig.2.10. Grinda se presupune că are un modul de elasticitate Young E = 32GPa şi o densitate ρ = 2500kg/m3.

Fig.2.11. Scenariu de avarie simplă

Grinda a fost supusă la un scenariu de avarie simplă după cum se vede în Fig.2.11.

Fig.2.13. Distribuţia avariei cu zgomot 3% Fig.2.14. Distribuţia avariei când sunt luate în considerare 6 unde

În concluzie algoritmul identifică locaţia şi severitatea avariei într-o structură prin minimizarea funcţiei obiectiv dependent de datele „măsurate”. Metoda s-a arătat a fi eficientă pentru parametrii de avarie estimaţi în situaţiile prezentate.

2.4.2. Detecţia avariilor pe structuri cadru cu n grade de libertate În fig.2.15 sunt prezentate structuri cadru cu multiple grade de libertate (GL) supuse la

forfecare. Structurile sunt compuse din stâlpi flexibili, grinzi rigide şi masă constantă la fiecare etaj reducându-se astfel răspunsul la o singură translaţie la fiecare nivel.

Fig.2.15. Structură cu n GL

Încercările prezentate sunt făcute cu scopul de a observa efectul pe care îl vor avea opţiunile de stabilire a masei structurii şi folosirea parametrilor neavariaţi ca punct de plecare pentru identificarea avariei.


12

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

NU

DANU

DAMasa fixă Folosirea para_u

Eroarea absolută a avariei

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

NUDA

NU

DA

Masa f ixă Folosirea para_u

Avaria maximă "falsă"

Fig.2.17. Rezultatele medii identificate

Simulările numerice ale structurilor cu 10 şi 20 GL au demonstrat că tehnica folosită este eficientă în identificarea chiar şi a celor mai mici niveluri de avarie neavând informaţii anterioare despre masa, rigiditatea sau factorul de amortizare al structurii.

2.4.3. Identificarea caracteristicilor dinamice ale unor clădiri instrumentate din S.U.A

Prin acest studiu s-a dezvoltat un nou şi evoluţionar algoritm de identificare rapidă şi

robustă pentru estimarea caracteristicilor dinamice ale structurilor instrumentate. Proprietăţile structurale identificate de sistem şi modificările acestora în cursul unui cutremur, sau de la un cutremur la altul, poate îmbunătăţii alte tehnici de identificare a avariilor şi să furnizeze o confirmare pentru starea sistemului. � Exemple de aplicare

Fig.2.21. Hotelului Van Nuys din California Fig.2.23. Clădirea Imperial County Services, California

Fig.2.29. Turnul de 54 de etaje din Los Angeles Fig.2.32. Spitalul general Sylmar

În acest studiu au fost prezentate rezultatele unei anchete exhaustive în vederea fezabilităţii şi punerii în aplicare a diferitelor tehnici de evaluare automată a avariilor post-cutremur. Rezultate obţinute indică în mod clar faptul că instrumentarea clădirilor este extrem de importantă şi esenţială înainte ca evaluarea automatizată a oricăror avarii să poată fi efectuată. CAP.3. CRITICA STADIULUI CUNOAŞTERII

3.1. Obligativitatea realizării cărţilor tehnice pentru construcţii

Conform noilor directive ale Uniunii Europene în prezent a devenit obligatoriu ca toate clădirile, atât cele noi cât şi cele vechi, să aibă cartea tehnică.

Cartea tehnică nu este istorie, ea reflectă respectarea cerinţelor legale după norme şi coduri, neavând caracter subiectiv şi nici păreri personale.

Cartea tehnică a imobilului – o necesitate şi o obligaţie!


13

3.2. Nevoia criteriilor unitare de evaluare a stării de siguranţă

Experienţa cutremurelor de la Northridge 1994 şi Kobe 1995 au evidenţiat insuficienţa vechilor coduri de proiectare care considerau răspunsul seismic al structurilor pentru o singură stare limită.

Până în anii ‘90 nu au existat prescripţii privind evaluarea stării de siguranţă. În 1992 prin capitolele 10 şi 12 ale codului P100/92 se face referire la evaluarea siguranţei, urmat apoi de codul P100-1/2006 (Anexa E). Prin urmare începând cu anul 1992 clădirile au trebuit să fie reevaluate şi încadrate într-o clasă de risc seismic.

P100-1/2006 este primul cod de proiectare românesc, care poate fi considerat ca aparţinând noii generaţii de coduri de proiectare seismică, bazate pe stabilirea explicită a performanţei seismice aşteptate.

3.3. Evaluarea interacţiunii teren-structură asupra clădirilor vechi

Interacţiunea teren - structură, în condiţiile acţiunii seismice, este un fenomen extrem de complex, din cauza complexităţii fiecărei părţi a sistemului şi a posibilităţii de modelare a acţiunii, caracteristicile terenului care sunt neliniare şi dependente de frecvenţa mişcării de excitaţie, cuantificării mecanismelor de amortizare etc., şi care acum poate fi evaluat cu programe de calcul chiar şi la clădirile vechi.

Din cauza eforturilor seismice, terenul poate avea o comportare neliniară (neliniaritate de material), care corespunde mobilizării capacităţii ultime a fundaţiei. Această mobilizare temporară a capacităţii de rezistenţă nu conduce la cedare, dar pot conduce la apariţia de deplasări ireversibile..

3.4. Utilitatea algoritmului genetic în realizarea scenariilor de intervenţii structurale

Capacitatea redusă de calcul întâlnită la proiectele din trecut nu a făcut posibilă folosirea unor scenarii de intervenţii.

Algoritmul genetic ia în considerare succesiunea faptelor istorice prelucând toate informaţiile mult mai uşor rezultând în final şi un studiu comparativ asupra scenariilor.

Acesta se aplică când există mulţi parametrii şi multe alternative, neavând pentru ele legi de guvernare.

3.5. Revizuirea codului P100-1/2006 cu privire la mărirea intervalului mediu de recurenţă de la 100ani la 475 ani

În P100-1/2006 valorile IMR adoptate pentru siguranţa vieţii şi limitarea degradărilor au fost

de numai 100 ani şi 30 ani, faţă de 475 ani şi 100 ani în Codul European EN 1998-1. În urma acţiunii de revizuire a codului P100-1 în 2011 s-a considerat necesar ca pentru

construcţiile de importanţă deosebită, având funcţiuni esenţiale, şi clădirile cu regim foarte mare de înălţime sau care adăpostesc aglomerări foarte mari de persoane, să fie ridicat nivelul de hazard. Astfel, pentru aceste categorii de clădiri, valorile IMR adoptate corespund unui cutremur cu intervalul mediu de recurenţă de referinţă de 475 de ani pentru cerinţa de siguranţă a vieţii şi 50 de ani pentru cerinţa de limitare a degradărilor. Ca urmare, cu titlu provizoriu şi de tranziţie, nivelul de hazard seismic caracterizat de IMR=100 ani a fost propus pentru construcţiile din clasele de importanţă III şi IV (construcţii curente şi temporare), iar nivelul de hazard seismic având IMR=475 ani a fost propus numai pentru construcţiile din clasele de importanţă I şi II.

3.6. Elaborarea şi perfecţionarea metodelor numerice de realizare a calcului

energetic în ingineria civilă

Calculul energetic reprezintă un calcul de sinteză care include atât rezistenţa cât şi rigiditatea. Starea energetică reprezintă o imagine de ansamblu, holistică (concept Platon).

Practica inginerească a dovedit că aceste metode sunt simple, generale şi eficiente pentru numeroase clase de probleme de calcul. Probabil că în viitor programele de calcul vor avea implementate proceduri şi module elaborate pe baza unor metode diferite, astfel încât să se valorifice la maximum avantajele fiecărei metode, selectarea uneia sau a alteia dintre metode


14

făcând-o programul. În prezent se pot utiliza programele de calcul structural ETABs şi SAP pentru a realiza un calcul global energetic.

3.7. Aplicarea metodei termografice în construcţii În domeniul construcţiilor, termografia este utilizată pentru analiza nedistructivă a

obiectivelor. Orice construcţie poate fi analizată într-un timp scurt pentru a determina discontinuităţile de izolaţie şi a verifica dacă principiile de construcţie sunt sau nu respectate. Termografia este considerată ca parte a măsurilor de investigaţie pentru localizarea fisurilor în structuri, a incluziunilor de diferite naturi, ale infiltraţiilor de apă sau a analizei proprietăţilor fizico-chimice ale diferitelor materiale utilizate în construcţie.

CAP.4. DESCRIEREA ALGORITMULUI GENETIC

4.1. Scurt istoric 4.2. Definirea algoritmului genetic şi stadiul de dezvoltare Algoritmii genetici s-au dovedit a fi o tehnică robustă şi eficientă pentru multe probleme. Algoritmii genetici sunt tehnici euristice de căutare în spaţiul soluţiilor, implementând

paradigma darwinistă de evoluţie.

4.3. Algoritmul genetic simplu Algoritmul genetic simplu îşi are originea în lucrarea lui Goldberg (1989), deşi prima lucrare

care a abordat conceptul pare să fie cea a lui Holland (1975). În general, algoritmul genetic reprezintă o strategie care modelează mecanismele evoluţiei genetice. Caracteristicile de bază ale algoritmilor genetici sunt bazate pe principiile supravieţuirii entităţii mai bine adaptate la mediu. Un algoritm genetic nu cere o relaţie explicită între funcţia obiectiv şi restricţii.

Operatorul de selecţie poate fi implementat în algoritm în mai multe feluri. Cel mai simplu este să creăm o „roată de ruletă” unde fiecare şir curent din populaţie are un spaţiu al său în „roata de ruletă” în funcţie de dimensiunea funcţiei lor fitness. După selecţie, procedeul de ÎNCRUCIŞARE poate fi realizat în doi paşi.

Deşi selecţia şi încrucişarea reprezintă operatorii principali ai algoritmului genetic, MUTAŢIA joacă un rol secundar decisiv în funcţionarea algoritmului genetic. MUTAŢIA este necesară deoarece, deşi selecţia şi încrucişarea exploatează eficient şi recombină noţiunile existente, ocazional ele pot deveni prea zeloase şi pot pierde material genetic util.

4.4. Evaluarea structurilor existente folosind algoritmul genetic

În contextul programelor de proiectare care utilizează algoritmi genetici, evaluarea populaţiei poate însemna apel la programul de calcul structural sau efectuarea de calcule intern.

Cele mai performante implementări ale algoritmilor genetici stabilesc dinamic valorile acestor parametri. Sunt stabilite anumite reguli după care algoritmul este capabil să sesizeze rata de succes a procedeului pe parcursul mai multor generaţii, luând singur decizii de modificare a parametrilor de proces.

În concluzie algoritmii genetici sunt o metoda extrem de simplu de implementat. Pentru a fi însă utilizată în proiectarea structurilor, trebuie să se bazeze pe metodele de codificare a problemelor corespunzătoare.

4.5. Verificarea integrităţii şi identificarea avariilor existente în componenetele structurale prin AG

• Modelul de grindă avariată

După cum este bine cunoscut, ecuaţiile caracteristice care guvernează dinamica sistemului gradelor de libertate pot fi scrise sub forma matricială după cum urmează:

[ ] [ ]( ) 0=− ii MK φλ i =1,…..,n (1)

Conform principiului echivalenţei al lui St. Venant, se presupune că avaria poate fi reprezentată de către o descreştere în rigiditatea elementelor individuale ca


15

[ ] [ ]( )eee

d dKK −= 1 (2)

În cazul elementelor plane ale grinzii matricea elementului de rigiditate la încovoiere este

[ ]

−

−−−

−

−

−=

22

22

3

233

3636

323

3636

2

llll

ll

llll

ll

l

EIK

e (3)

Problema identificării avariei poate fi de asemenea formulată ca o problemă de optimizare a unei utilităţi sau funcţie obiectiv.

4.6. Detecţia avariilor la structuri folosind un algoritm genetic modificat

CAP.5. CLĂDIREA F.I.F.I.M. – CORP A – DATELE TEHNICE, DE LA CONSTRUCŢIE PÂNĂ ÎN PREZENT

5.1. Date generale

Facultatea de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului este formată din mai multe corpuri de clădire, respectiv: corpurile A, B, C, corpuri de legătură, casele scărilor şi o anexă tehnică.

Fig. 5.1. Clădirea Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului Bucureşti

Corpurile de clădire au fost construite între anii 1972 – 1973 pe structură în cadre de beton armat. Zona seismică de gr.8; teren cu argilă şi pietrişuri, argila având proprietăţi contractile.Construcţia analizată respectă arhitectura şi forma clădirilor executate în anii ’70.

5.2. Sistemul constructiv

Din cele trei corpuri de clădire cel analizat în teză este corpul A. Corpul A al clădirii este de formă pătrată cu parter şi patru etaje, pe cadre din beton armat

pe două direcţii, cu stâlpi rezemând pe fundaţii,planşeele sunt din beton armat, iar zidăriile din cărămizi cu goluri.

Clădirea a fost prevăzută cu rosturi de separaţie între corpuri şi la casele scărilor având funcţia de dilataţie – contracţie.

5.3. Avarii structurale produse de cutremure asupra structurii

Construcţia analizată (fig.5.3.) a fost proiectată în anul 1972 pe baza normativului P13-70, STAS 2923-63 şi STAS 7766-63. Faţă de codul P100/92, şi ulterior P100-1/2006, normativul P13-70 a dat un grad insuficient de asigurare seismică clădirii proiectate.


16

Fig.5.3. Corp A după intervenţiile din 1986 Fig. 5.6. Corp A după intervenţiile din 1996

Construcţia a suportat trei cutremure majore începând cu cel din 1977, 1986 şi terminând cu cel din 1990, într-o zonă seismică de gradul VIII.

La cutremurul din 4 martie 1977 s-au produs avarii, în special la elementele nestructurale, datorită rigidităţii insuficiente pentru protecţia elementelor de compartimentare.

La cutremurul din 30/31 august 1986 s-a produs o reactivare a avariilor din 1977, iar la unele elemente de structură au aparut avarii noi.

În urma cutremurului din 30 mai 1990 structura a prezentat avarii vizibile, atât la elementele structurale, cât şi la elementele nestructurale, deşi între timp au mai fost efectuate operaţii de finisaj. În urma acestor avarii clădirea a fost consolidată de două ori: prima oară între anii 1986-1990 şi a doua oară între 1996 şi 1998.

5.4. Rezultatele înregistrărilor microseismice 5.4.1. Rezultatele măsurătorilor realizate între anii 1986 – 1998 5.4.2. Rezultatele măsurătorilor in situ cu echipamentul geodinamic GeoSIG

GBV-316

Prin determinările de caracteristici dinamice ale corpului A al Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, din 2009, s-a constatat că perioada de oscilaţie a clădirii s-a redus cu aproximativ 19% faţă de valorile determinate în 1998. Se apreciază că această reducere se datorează atât proceselor de conlucrare a diferitelor părţi vechi şi noi din structură, cât şi cutremurului de pamânt care a avut loc pe data de 27 octombrie 2004 în zona seismică Vrancea, care este posibil să fi contribuit la transferul structural de eforturi de la cele patru chesoane din beton armat la structură.

5.5. Măsurători ale imperfecţiunilor geometrice structurale 5.6. Încadrarea construcţiei în prescripţiile din codul P100-1/2006

5.6.1. Calculul cadrului spaţial pentru corpul A – varianta 1

1. Varianta de calcul 1 – structura iniţială înainte de cutremurul din 1977

Fig.5.26. Vedere axonometrică a structurii Fig.5.32. Deformata spaţială


17

Fig.5.30. Forţa Fx Fig.5.31. Momentul MX

5.6.2. Calculul cadrului spaţial pentru corpul A – varianta a 2-a 1. Varianta de calcul 2 – structura după consolidarea din1986



5.6.3. Calculul cadrului spaţial pentru corpul A – varianta a 3-a 1. Varianta de calcul 3 – structura după consolidarea din 1996



18


5.7. Rezultatele obţinute în urma calculului structural – studiu comparativ 5.7.1. Influenţa intervenţiilor de consolidare asupra perioadelor proprii

În urma modificărilor efectuate în alcătuirea clădirii, fie la elementele structurale, fie la

cele nestructurale prin intervenţiile de consolidare a avariilor produse de cutremur sau de alte cauze clădirea a suferit modificări importante atât în ceea ce priveşte masa cât şi a periodelor proprii.

1957

2208

26090,77

0,61

0,47

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Varianta 1 - corp A (clădire FIFIM) - înainte de cutremurul din 1977

Varianta a 2-a - corp A (clădire FIFIM) - după consolidarea din 1986


Per

ioad

a (s

)

Mas

a (t

)

masa perioada în modurile 1 și 2

1957

2208

2609

0,66

0,56

0,39

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Varianta 1 - corp A (clădire FIFIM) - înainte de cutremurul din 1977



Per

ioad

a (s

)

Mas

a (t

)

masa perioada în modul 3 Fig.5.62. Masa structurii şi perioadele în modul 1şi 2 Fig.5.63. Masa structurii şi perioadele în modul 3

1,171,09

1,21

Target 1,5

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

Varianta 1 - corp A (clădire FIFIM) înainte

de cutremurul din 1977

Varianta a 2-a - corp A (clădire FIFIM) după

consolidarea din 1986

Varianta a 3-a - corp A (clădire FIFIM) după

consolidarea din 1996

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.

Tîncov./Trăsc. Target

Fig.5.64. Valoarea raportului între răsucire şi încovoiere pentru cele trei variante de calcul

Din graficele prezentate mai sus se pot face următoarele comentarii: • cele două consolidări au adus o creştere în masă a structurii; • perioada de oscialţie în modul fundamental scade odată cu creşterea în masă a

structurii (39% faţă de varianta iniţială), ceea ce duce la un spor de rigiditate a acesteia; acest lucru demonstrează eficienţa soluţiilor de consolidare aplicate de-a lungul perioadei de viaţă a structurii, însă acestea au devenit insuficiente în timp datorită modificărilor apărute odată cu introducerea noilor coduri de proiectare.

5.7.2. Variaţia deplasărilor pe cele două direcţii la cutremur pentru cele trei

variante de calcul

Pentru a arăta cât mai bine variaţia deplasărilor pe structura studiată s-au ales aceleaşi două muchii pentru cele trei variante de calcul.


19

Fig.5.67 Cele două muchii selecţionate pentru cele trei variante de calcul

Fig. 5.68.Deplasările pe muchia 1 – la cutremur pe direcţia x Fig.5.70. Deplasările pe muchia 2 – la cutremur pe direcţia x

Conform graficelor de mai sus se observă că în urma intervenţiilor de consolidare efectuate asupra corpului de clădire, deplasările produse la cutremur pe ambele direcţii s-au micşorat considerabil astfel: deplasările la vârf pe ambele direcţii s-au micşorat cu aproximativ 63-64% faţă de situaţia iniţială, acest lucru indicând că intervenţiile de consolidare au avut un efect favorabil asupra structurii.

5.7.2.1. Verificarea deplasărilor laterale pe cele două muchii

Fig.5.72. Deplasările relative de nivel la cutremur pe direcţia x Fig.5.74. Deplasările relative de nivel la cutremur pe direcţia x

În urma rezultatelor calculelor structurale prezentate se pot face următoarele comentarii:

• în niciuna din situaţii valoarea admisibilă a deplasării relative de nivel în starea limită de serviciu nu a fost depăşită iar valoarea admisibilă a deplasării relative de nivel în starea limită ultimă a fost depăşită într-o singură situaţie în varianta I de calcul, acest lucru ar fi putut contribui la avarierea gravă a clădirii la cutremurul din 1977.

5.8. Comentarii asupra rezultatelor obţinute prin calcul

1. Evaluarea făcută asupra clădirii în 1996 a indicat necesitatea consolidării ei datorită faptului că în raportul de expertiză de atunci a avut un punctaj de 4.55 corespunzător clasei de risc II: avarii grave sau moderate cu fatalităţi. După consolidare situaţia s-a imbunătăţit, clădirea obţinând un punctaj de 7.20 trecând astfel în clasa de risc seismic III: avarii moderate sau uşoare, ceea ce este acceptabil.

2. Se constată că şi după ultima consolidarea din 1996 rosturile seismice dintre corpul A – corp legătură, corp legătură – corp B, corp B – corp legătură şi corp legătură – corp C lipsesc, din această cauză, acolo unde rosturile lipsesc, unii pereţi au fisurat.


20

3. Totuşi în ciuda faptului că rigiditatea clădirii a crescut şi clasa de risc seimic a crescut de la II la III în urma intervenţiilor de consolidare, raportul între încovoiere şi răsucire a rămas mai mic de 1,5 ceea ce înseamnă că pericolul de cuplare dintre cele trei moduri de oscilaţie a rămas (conform tabelului 5.29). În momentul de faţă ne aflăm într-o clădire care a fost avariată de cutremurul din 1977 şi a

fost consolidată de două ori. Între timp s-au modificat şi codurile care au devenit mai restrictive şi din acest motiv ne

punem întrebarea: Cum stăm din punct de vedere al siguranţei (siguranţa în starea limită ultimă şi siguranţa în starea de serviciu)?- având în vedere cerinţele esenţiale de calitate în construcţii din Legea 10/1995, actualizată în 2007, art.5-cerinţa de rezistenţă mecanică şi stabilitate. CAP.6. CLĂDIREA F.I.F.I.M. – CORP A – STUDIUL COMPARATIV AL RĂSPUNSULUI SEISMIC CU ŞI FĂRĂ INTERACŢIUNEA TEREN-STRUCTURĂ

6.1. Teoria lui Winkler – privind interacţiunea teren-structură

Fie o grindă de secţiune constantă amplasată pe mediu elastic (fig.6.1.)

Fig.6.1. Grindă pe mediu elastic – tip Winkler

Ipoteza lui Winkler kvp −= (1)

6.2. Prevederile codului P100-1/2006 privind rosturile seismice

Conform clauzei 4.6.2.6 pag.61, rosturile seismice se prevăd cu scopul de a separa între ele corpuri de construcţie cu caracteristici dinamice diferite pentru a le permite să oscileze independent sub acţiunea mişcărilor seismice sau pentru a limita efectele eventualelor coliziuni, la un nivel situat sub capacitatea de rezistenţă a acestor clădiri, dimensionate în ipoteza unei comportări independente.

Lăţimea necesară a rosturilor definite la mai sus se determină cu relaţia

mmdd 2021

++=∆ (9)

6.3. Performanţele calculului structural al programului Autodesk Robot Structural Analysis Professional 6.3.1. Descrierea generală a programului de calcul structural 6.3.2. Fundamentul teoretic al metodelor dinamice implementate în programul

de calcul

Cu Autodesk Robot Structural Analysis Professional, utilizatorul poate defini parametrii unor diverse tipuri de analiză structurală. La începerea definirii încărcărilor pentru structură, fiecare caz de încărcare este definit din oficiu ca fiind static şi liniar.

Pe baza unui principiu variaţional, se pot scrie condiţii, ce conduc la binecunoscuta formă a sistemului de ecuaţii de echilibru

( ) ( )QtftFKQQCQM ,−=+⋅

+⋅⋅

(10)

NLKKKK ++=σ0

, (11)

6.4. Influenţa interacţiunii teren-structură asupra corpului A


21

6.4.1. Calculul structural efectuat pe corpul de clădire în ipoteza pe pat rigid (fără interacţiune teren-structură)

1. Structură pe pat rigid – cu rosturi seismice virtuale

Fig.6.2. Vedere axonometrică a structurii Fig.6.7. Deformata spaţială în modul 1

Perioadele de oscilaţie obţinute din calcul NU sunt validate de măsurători, adică ipoteza de structură pe pat rigid cu rosturi seismice virtuale nu este valabilă.

2. Structură pe pat rigid – fără rosturi seismice


Perioadele de oscilaţie obţinute din calcul NU sunt validate de măsurători, adică ipoteza de structură pe pat rigid fără rosturi seismice nu este valabilă.

6.4.2. Calculul structural efectuat pe corpul de clădire în ipoteza pe pat elastic (cu interacţiune teren-structură)

1. Structură pe pat elastic – cu rosturi seismice virtuale


În această ipoteză s-a ţinut cont de coeficientul de elasticitate şi de tipul terenului de fundare. Perioadele de oscilaţie obţinute din calcul NU sunt validate de măsurători, din cauză că

rosturile seismice nu sunt reale. 2. Structură cu fundaţie elastică – fără rosturi seismice



22

În această ipoteză s-a ţinut cont de coeficientul de elasticitate şi de tipul terenului de fundare. Perioadele de oscilaţie obţinute din calcul AU FOST validate de măsurători, adică confirmă

situaţia reală.


Pentru clădirea F.I.F.I.M. – Bucureşti există un studiu geotehnic în care se menţionează că terenul de fundare conţine argilă contractilă. În privinţa sistemului de fundare se constată că proiectul elaborat în anul 1972, anul construcţiei, conţine fundaţii izolate de dimensiuni mici şi realizate la adâncimea minimă permisă de lege.

La consolidarea din 1996 pentru chesoanele de colţ ale corpului A adâncimea de fundare a fost coborâtă. În aceste condiţii interacţiunea teren-structură s-a modificat în timp.

� Influenţa modului de fundare şi a rosturilor seismice asupra perioadelor de oscilaţie ale clădirii

Structură pe pat rigid-cu rosturi seismice

virtuale

Structură pe pat rigid-fără rosturi seismice

Structură pe pat elastic-cu rosturi seismice virtuale

Structură pe pat elastic-fără rosturi

seismice

Mod 1 0,47 0,36 0,57 0,45

Mod 2 0,47 0,27 0,57 0,32

Mod 3 0,39 0,26 0,32 0,31

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Pe

rio

ad

a (s

)

Fig.6.34. Perioadele de oscilaţie în primele trei moduri pentru cele 4 ipoteze de calcul

Comportarea foarte nefavorabilă a structurii corpului A la cutremurul din 1977 ar putea fi atribuită şi sistemului de fundare.

Rezultatele calculului realizat cu programul ROBOT au fost validate prin intermediul parametrilor dinamici ai structurii, adică perioadele şi frecvenţele oscilaţiilor proprii, determinate prin măsurători.

� Validarea perioadelor de oscilaţie (primele trei moduri) obţinute prin calcul în cele 4 ipoteze cu cele din măsurători

0,420,47

0,36

0,57

0,45

0,35

0,47

0,27

0,57

0,320,39

0,26

0,320,31

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Perioade de oscilașie măsurate

recent

Structură pe pat rigid-cu rosturi

seismice virtuale

Structură pe pat rigid-fără rosturi

seismice



seismice

Per

ioad

a (s

)

Modul 1 de oscilașie Modul 2 de oscilașie Modul 3 de oscilașie

Fig.6.35. Perioadele de oscilaţie în primele trei moduri obţinute în urma calculului efectuat în cele 4 ipoteze comparativ

cu perioadele de oscilaţie măsurate

Concluzia analizei comparative arată că, comportarea reală a structurii corespunde ipotezei de fundaţie pe mediu elastic (existând o interacţiune teren-structură) fără rosturi seismice, aceasta fiind situaţia reală în momentul de faţă.

� Influenţa interacţiunii teren-structură asupra fenomenului de cuplare

Calculul comparativ se referă la relaţiile dintre primele 2 moduri de oscilaţie proprii care sunt de încovoiere şi al treilea mod care este de răsucire. Toate aceste moduri au fost obţinute prin calcul cu ajutorul programului ROBOT şi ele sunt validate de ultimele măsurătorile efectuate cu instrumentaţia de specialitate.

Situatia

reală


23

1,211,38

1,78

1,451,50

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2


seismice virtuale


seismice



seismice

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

su

cire

Raportul Tîncov.(mod1)/Trăsc.(mod3) Lim.de sig. 1,50

1,211,04

1,78

1,03

1,50

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2


seismice virtuale


seismice



seismice

Rap

ort

ul

Tîn

co

v./T

răs

uci

re

Raportul Tîncov.(mod2)/Trăsc.(mod3) Lim.de sig. 1,50 Fig.6.36. Valoarea raportului Tîncov.(mod 1) şi Trăs. (mod 3) Fig.6.37. Valoarea raportului Tîncov.(mod 2) şi Trăs. (mod 3)

pentru cele 4 ipoteze de calcul comparativ cu limita de siguranţă de 1,5 Se constată că din comparaţia modurilor 1 (de încovoiere) şi 3 (de răsucire) pentru cele 4

ipoteze, raportul dintre cele două moduri rămâne sub limita de siguranţă de 1,5 pentru trei ipoteze, inclusiv pentru situaţia reală, existând astfel pericolul de instabilitate prin cuplare. Abia în ipoteza de structură pe pat elastic cu rosturi seismice virtuale, se obţine un raport favorabil de 1,78 superior limitei de 1,5, care motivează practicarea rosturilor seismice dintre corpul A şi celelalte corpuri.

Prin comparaţia modurilor de oscilaţie 2 şi 3 raportul dintre parametrii dinamici rămâne mult sub 1,5 pentru aceleaşi trei ipoteze, menţinându-se raportul favorabil de 1,78 în ipoteza de structură pe pat elastic cu rosturi seismice virtuale, ceea ce reprezintă un argument puternic pentru practicarea rosturilor seismice între corpurile de clădire existente.

� Influenţa modului de fundare şi a rosturilor seismice asupra deplasărilor şi rotaţiilor pe

muchia 1

00,5

2,6

4,6

8,1

11,7

0 0,190,96

1,69

2,95

4,26

0

1,48

4,1

6

8,95

11,9

0

0,772,12

3,09

4,56

6,02

0

2

4

6

8

10

12

14

332 348 351 353 356 329

Dep

lasă

ri (

mm

)

Noduri pe muchia 1

Structură pe pat rigid-cu rosturi seismice virtuale



Structură pe pat elastic-fără rosturi seismice

0

0,0161

0,0331

0,04030,0448 0,0449

0

0,006

0,01210,0145 0,0161 0,0163

0

0,0179

0,030,0337

0,03570,0361

0

0,0093

0,0152 0,0169 0,0177 0,018

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,045

0,05

332 348 351 353 356 329

Ro

tași

i (d

eg)

Noduri pe muchia 1





Fig.6.38. Deplasările maxime pe muchia 1 Fig.6.39. Rotaţiile maxime pe muchia 1

0

0,0001

0,0002

0,0003

0,0004

0,0005

0,0006

0,0007

0,0008

0,0009

0,001

332 348 351 353 356 329

De

pla

sări

re

lati

ve

Nod

Structură pe pat rigid - cu rosturi seismice virtuale

Structură pe pat rigid - fără rosturi seismice

Structură pe pat elastic - cu rosturi seismice virtuale

Structură pe pat elastic - fără rosturi seismice

Fig.6.40. Deplasări relative de nivel pentru cele 4 ipoteze de calcul

Conform graficului de mai sus situaţia target este mai flexibilă decât cea reală. Totuşi o flexibilizare este mai bună decât o rigidizare (fabula lui ÆSOP).

CAP.7. CERINŢE ŞI CONCEPŢII DE REABILITARE A STRUCTURILOR DIN BETON ARMAT

7.1. Prevederile codului P100-3/2008 privind reabilitarea antiseismică a structurilor

Situatia

target

Situatia target

Situatia reală Situatia target

Situatia reală

Situatia target

Situatia reală

Situatia

target Situatia

reală

Situatia

reală


24

7.1.1. Domeniu de aplicare 7.1.2. Obiective de performanţă. Stări limită 7.1.3. Opţiuni pentru strategia de intervenţie

7.2. Caracteristicile clădirilor rezistente la cutremur

Principiile care guvernează acest concept de proiectare cu privire la hazardul seismic sunt: A. Simplicitatea structurală; B. Uniformitate, simetrie şi redundanţă; C. Rezistenţă bi-direcţională şi rigiditate; D. Rezistenţă la torsiune şi rigiditate; E. Fundaţie adecvată.

7.3. Consolidare structurilor din beton armat

7.3.1.Tipuri de intervenţii 7.3.2. Soluţii care urmăresc sporirea rezistenţei

7.3.3. Consolidarea prin cămăşuirea cu beton armat

Fig.7.3. Stâlp cămăşuit pe toate laturile - pe întreaga înălţime Fig.7.4. Cămăşuirea grinzilor

7.3.4. Introducerea de pereţi structurali de beton armat

7.3.4.1. Introducerea de pereţi structurali de beton armat în structuri în cadre

Pereţii structurali de beton armat pot fi plasaţi la exteriorul sau la interiorul

construcţiei. Funcţie de poziţia aleasă pentru noii pereţi, acestea pot fi perforaţi de goluri de uşi şi ferestre.

Fig.7.5. Pereţi structurali de beton armat

7.3.4.2. Intervenţie post seismică prin diafragme din beton armat la exteriorul construcţiei

Pentru a se evita realizarea unor structuri cu centrul de greutate mult distanţat de centrul de rigiditate, şi astfel evitarea efectelor de torsiune generală, diafragmele de beton armat se vor poziţiona simetric faţă de axele de simetrie şi cât mai aproape de contur. Se va evita realizarea unor centre de rigiditate locale, falsa simetrie şi dispunerea nefavorabilă.

7.4. Remedierea neregularităţilor în plan !


25

CAP.8. STUDIUL COMPARATIV AL INTERVENŢIILOR STRUCTURALE FOLOSIND ALGORITMUL GENETIC

8.1. Codificarea problemei 8.1.1. Introducere 8.1.2. Modelare teoretică

Mecanismele fundamentale care realizează legătura dintre algoritmul genetic şi problema care trebuie rezolvată sunt următoarele: codificarea problemei în termeni de cromozomi(indivizi); funcţia de evaluare (fitness). a) Codificarea problemei în termeni de cromozomi(indivizi)

b) Funcţia de evaluare (fitness)

Funcţia fitness este folosită pentru a procura o măsură de cum s-au descurcat indivizii în domeniul problemei.

c) Operatorii genetici • Selecţia

Pentru exemplul propus mai sus mecanismul ales este selecţia proporţională sau principiul ruletei (fig.8.2).

Tabelul 8.1. Populaţia iniţială de cromozomi

Cromo-zomul

Şirul binar generat

Performanţa Rata

performanţei %

A1 101101101101101***101101101101101***111110000011111 36 16.5

A2 101010101010101***101010101010101***101010101010101 44 20.2

A3 100010001010100***100010001010100***100010101000100 14 6.4

A4 111101010101111***111101010101111***110111010111011 14 6.4

A5 000101010101010***000101010101010***010100010101010 7 25.7

A6 000111000111000***111000111000111***101011010110101 9 24.8

Fig.8.2. Selecţia conform principiului ruletei

� Încrucişarea Prin urmarea din perechea 1 de cromozomi formată din şirurile A6 şi A2, în urma încrucişării

lor cu un singur punct de tăietură, rezultă următoarele două şiruri C1 şi C2.


26

Concluzie: În consecinţă, operatorul de selecţie alege cele mai promiţătoare şiruri,

operatorul de încrucişare combină subşiruri din două şiruri promiţătoare pentru a forma şiruri promiţătoare, iar operatorul de mutaţie schimbă local, de asemenea, pentru a îmbunătăţi soluţia.

8.2. Aplicarea algoritmului genetic pe clădirea F.I.F.I.M. – corp A 8.2.1. Introducere

Pentru a asigura condiţiile de siguranţă şi cele dinamice s-a ales algoritmul genetic, care

permite simularea unui număr mare de intervenţii, având şi un caracter comparativ. În acest capitol s-au simulat prin algoritmul genetic, o serie de scenarii de intervenţii

structurale pentru sporirea siguranţei globale a clădirii. Au fost propuse 17 soluţii (şiruri de indivizi) care au fost rulate în următoarele patru ipoteze:

1. structură pe pat rigid fără rosturi seismice; 2. structură pe pat rigid prevăzută cu rosturi seismice virtuale; 3. structură pe pat elastic fără rosturi seismice; 4. structură pe pat elastic prevăzută cu rosturi seismice virtuale.

căutându-se astfel în spaţiul soluţiilor pe cea mai bună în vederea unei eventuale reabilitări cu scopul îmbunătăţirii condiţiilor de siguranţă şi dinamice ale structurii. În formarea soluţiilor (şirurilor de indivizi) şi rularea lor în cele patru ipoteze s-a ţinut cont de următoarele: influenţa interacţiunii teren-structură, influenţa rosturilor seismice şi influenţa intervenţiilor structurale propuse. În realizarea acestui studiu s-au aplicat doar primii operatori ai algoritmului genetic, şi anume: selecţia şi încrucişarea. Codificarea problemei a fost realizată în acelaşi mod cum este prezentată în subcapitolul 8.1.2. Evaluarea performanţei soluţiilor (şirurilor de indivizi) propuse s-a realizat în funcţie de: parametrii dinamici, forţele şi momentele maxime la acţiuni seismice pe direcţiile x şi y, şi deplasările relative de nivel la SLS şi ULS. Din prezentarea făcută la începutul acestui capitol se poate observa că o codificare reală poate fi mai avantajoasă faţă de o codificare binară. Din acest motiv, în algoritmul genetic prezentat în acest capitol am folosit codificarea reală iar rezultatele sunt prezentate în cifre reale.

8.2.2. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat rigid - fără

rosturi seismice

Fig.8.3. Vedere în plan clădire F.I.F.I.M.-corp A în ipoteza pe Fig.8.4. Vedere axonometrică a corpului A pat rigid fără rosturi seismice (efect de DRAGON)


27

Tabelul 8.3. Intervenţii structurale nesimetrice (NS) propuse pentru structura existentă


28

Tabelul 8.4 . Intervenţii structurale simetrice (S) propuse pentru structura existentă

I. Interpretarea rezultatelor

a) Evaluarea intervenţiilor propuse în funcţie de parametrii dinamici

0,3

6

0,35

0,35

0,35

0,3

4

0,35

0,33

0,3

2

0,4

0,2

70,

26

0,3

5

0,2

40,2

8

0,2

40,2

8

0,2

50,2

7

0,2

7

0,18

0,1

5

0,15

0,24

0,1

9

0,2

5

0,2

6

0,2

6

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

Structuraexistentă

NS.1. NS.2. NS.3. NS.4. NS.5. NS.6. NS.7. NS.8.

Soluţii propuse

T(s)

Încovoiere în modul 1 -str.existentă Încovoiere în modul 2-str.existentă Răsucire în modul 3-str.existentă

Încovoiere în modul 1-soluţii propuse Încovoiere în modul 2-soluţii propuse Răsucire în modul 3-soluţii propuse

Fig.8.5. Perioadele de oscilaţie în primele 3 moduri de oscilaţie pentru structura existentă şi soluţiile nesimetrice propuse

1,38 1,35 1,35 1,40

1,79

1,46

2,20 2,132,22

Target

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

Structuraexistentă


Solutii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.

Tîncov./Trăsc. pt.structura existentă Tîncov./Trăsc. pt. solutiile propuse Target (valoarea minimă=1,50)

Fig.8.6. Valorile raportului dintre perioadele de oscilaţie din modul 1 (încovoiere) şi modul 3 (răsucire) pentru structura existentă şi soluţiile nesimetrice propuse comparativ cu limita de siguranţă de 1,50


29

1,00

1,47

1,00

1,87

1,60

1,94

1,041,041,04

Target

0,000,150,300,450,600,750,901,051,201,351,501,651,801,95

Structuraexistentă


Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.

Tîncov./Trăsc.pt structura existentă Tîncov./Trăsc.pt. soluţiile propuse Target (valoarea minimă=1.50)

Fig.8.7 Valorile raportului dintre perioadele de oscilaţie din modul 2 (încovoiere) şi modul 3 (răsucire) pentru structura existentă şi soluţiile nesimetrice propuse comparativ cu limita de siguranţă de 1,50

0,36

0,3

4

0,3

5

0,36

0,36

0,3

4

0,3

4 0,36

0,3

5

0,3

50,

27

0,2

6

0,2

70

,26

0,3

4

0,2

7

0,2

7

0,2

10,2

40,2

7

0,2

7

0,2

7

0,2

6

0,2

6

0,2

6

0,1

4

0,230

,26

0,2

6

0,2

6

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

Structuraexistentă

S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9Soluţii propuse

T(s)



Fig.8.8. Perioadele de oscilaţie în primele 3 moduri de oscilaţie pentru structura existentă şi soluţiile simetrice propuse

1,38 1,31 1,35 1,381,57

2,43

1,31 1,38 1,35 1,35Target

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

Structuraexistentă

S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9Solutii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov

./Tră

sc.


Fig.8.9. Valorile raportului dintre perioadele de oscilaţie din modul 1 (încovoiere) şi modul 3 (răsucire) pentru structura existentă şi soluţiile simetrice propuse comparativ cu limita de siguranţă de 1,50

1,04 1,04 1,04

1,31

1,041,041,041,04 1,04

1,50Target

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

Structuraexistentă

S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9

Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



Concluzie: dintre cele 17 intervenţii structurale propuse cele care au îndeplinit condiţia raportului Tîncov.(mod 1)/Trăsc.(mod 3) >1,5 sunt următoarele: NS.4, NS.6, NS.7, NS.8, S.4, S.5, iar cele care au îndeplinit condiţia raportului Tîncov.(mod 2)/Trăsc.(mod 3) >1,5 sunt: NS.6, NS.7, NS.8, S.5.


30

b) Evaluarea intervenţiilor propuse în funcţie de deplasările maxime la acţiuni gravitaţionale şi seismice

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

S.E. NS.1. NS.2. NS.3. NS.4. NS.5. NS.6. NS.7. NS.8. S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9

UX(mm)

Solutii propuse

Deplasări maxime din actiuni gravitationale Deplasări maxime din actiuni seismice pe direcția X

Deplasări maxime din actiuni seismice pe direcția Y

0

2

4

6

8

10

12


UY

(mm)

Solutii propuseDeplasări maxime din actiuni gravitationale Deplasări maxime din actiuni seismice pe direcția X

Deplasări maxime din actiuni seismice pe direcția Y Fig.8.11. şi 8.12. Deplasările maxime pe direcţia x şi y ale structurii existente şi soluţiilor propuse la acţiuni

gravitaţionale şi seismice .

8.2.3. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat rigid - cu rosturi seismice virtuale

Fig.8.13. Vedere în plan clădire F.I.F.I.M.-corp A în Fig.8.14. Vedere axonometrică a corpului A ipoteza pe pat rigid cu rosturi seismice virtuale

I. Interpretarea rezultatelor a) Evaluarea interveţiilor propuse în funcţie de parametrii dinamici

0,4

7

0,4

7

0,4

5

0,4

7

0,4

8

0,4

7

0,4

8

0,46

0,46

0,4

70

,39 0,4

3

0,41

0,46

0,41

0,46

0,4

2

0,3

9

0,4

0

0,3

5

0,340

,38

0,3

40,3

8

0,3

5

0,330,3

4

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Structuraexistentă


Soluţii propuse

T(s)




1,21

1,38 1,36 1,341,26

1,381,26

1,35 1,31

Target

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

Structuraexistentă


Solutii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.




31

1,20 1,21 1,21 1,21 1,21 1,231,181,181,21

Target

0,000,150,300,450,600,750,901,051,201,351,501,651,801,95

Structuraexistentă


Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



0,4

7

0,3

8

0,4 0,

44 0,4

7

0,48

0,4

0,4

5

0,39 0,

420,

420

,34

0,4

70,

39

0,3

90,4

5

0,4

0,48

0,4

7

0,4

4

0,4

0,3

8

0,3

20,3

7

0,3

3

0,40,4

0,3

8

0,3

6

0,35

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Structuraexistentă


T(s)




1,211,09 1,11

1,16 1,18 1,20 1,21 1,22 1,22 1,24

Target

-0,10

0,10

0,30

0,50

0,70

0,90

1,10

1,30

1,50

Structuraexistentă


Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



1,161,21 1,22 1,22 1,24

1,111,09

1,21 1,181,50

Target

0,00

0,15

0,30

0,45

0,60

0,75

0,90

1,05

1,20

1,35

1,50

Structuraexistentă

S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9

Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.

Tîncov./Trăsc.pt structura existentă Tîncov./Trăsc.pt. soluţiile propuse Target (valoarea minimă=1.50) Fig.8.20. Valorile raportului dintre perioadele de oscilaţie din modul 2 (încovoiere) şi modul 3 (răsucire) pentru

structura existentă şi soluţiile simetrice propuse comparativ cu limita de siguranţă de 1,50 Concluzie: dintre cele 17 intervenţii structurale propuse nici una nu a îndeplinit condiţia

raportului Tîncov.(mod 1)/Trăsc.(mod 3) >1,5 şi condiţia raportului Tîncov.(mod 2)/Trăsc.(mod 3) >1,5.


32


0

2

4

6

8

10

12

14

16


Solutii propuse

UX

(mm)

Deplasări maxime din actiuni gravitationale Deplasări maxime din actiuni seismice pe direcția XDeplasări maxime din actiuni seismice pe direcția Y

0

2

4

6

8

10

12

14

S.E. NS.1. NS.2. NS.3. NS.4. NS.5. NS.6. NS.7. NS.8. S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9Solutii

propuse

UY

(mm)


Fig.8.21. şi 8.22. Deplasările maxime pe direcţia x şi y ale structurii existente şi soluţiilor propuse la acţiuni gravitaţionale şi seismice

8.2.4. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat elastic - fără rosturi seismice

Fig.8.23. Vedere în plan clădire F.I.F.I.M.-corp A în ipoteza Fig. 8.24. Vedere axonometrică a corpului A pe pat elastic fără rosturi seismice (efect de DRAGON)

Pentru ipoteza de structură pe pat elastic s-a ţinut cont de interacţiunea teren-structură, de aracteristicile terenului de fundare şi a coeficientului de elasticitate.

Tabelul 8.40. Intervenţiile structurale nesimetrice (NS) propuse pentru structura existentă


33

Tabelul 8.41. Intervenţiile structurale simetrice (S) propuse pentru structura existentă


34

I. Interpretarea rezultatelor a. Evaluarea intervenţiilor propuse în funcţie de parametrii dinamici

0,4

5

0,4

4

0,4

3

0,4

3

0,4

1

0,4

3

0,4

0,3

8

0,3

9

0,3

20

,31

0,2

9

0,2

90,3

2

0,2

90,3

2

0,30

,32

0,3

2

0,2

1

0,2

1

0,2

1

0,2

8

0,2

1

0,2

9

0,3

1

0,3

1

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

Structuraexistentă


Soluţii propuse

T(s)




1,45 1,42 1,391,48

1,95

1,54

1,901,81 1,86

Target

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Structuraexistentă


Solutii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



1,03

1,52

1,04

1,52

1,38 1,38

1,031,031,03

Target

1

1,1

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

Structuraexistentă


Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



0,45

0,4

4

0,4

4

0,45

0,4

3

0,39

0,4

3

0,45

0,4

3

0,4

30

,32

0,3

1

0,3

20

,31

0,32

0,3

2

0,3

2

0,23

0,27

0,3

2

0,3

2

0,3

2

0,31

0,3

1

0,31

0,2

0,25

0,3

1

0,31

0,31

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

Structuraexistentă


T(s)





35

1,45 1,42 1,42 1,45

1,72

1,95

1,39 1,45 1,39 1,39Target

0

0,5

1

1,5

2

2,5

Structuraexistentă


Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



1,03 1,081,15

1,03 1,03 1,03 1,031,03 1,03 1,03

=1,50Target

0

0,15

0,3

0,45

0,6

0,75

0,9

1,05

1,2

1,35

1,5

Structuraexistentă

S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9

Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.


structura existentă şi soluţiile simetrice propuse comparativ cu limita de siguranţă de 1,50

Concluzie: dintre cele 17 intervenţii structurale propuse cele care au îndeplinit condiţia raportului Tîncov.(mod 1)/Trăsc.(mod 3) >1,5 sunt următoarele:NS.4, NS.5, NS.6, NS.7, NS.8, S.4, S.5, iar cele care au îndeplinit condiţia raportului Tîncov.(mod 2)/Trăsc.(mod 3) >1,5 sunt: NS.4, NS.6.


0

1

2

3

4

5

6

7

8


Solutii propuse

UX

(mm)


02468

10121416


Solutii propuse

UY

(mm)



8.2.5. Aplicarea algoritmului genetic în ipoteza de structură pe pat elastic - cu rosturi seismice virtuale

Fig.8.33. Vedere în plan clădire F.I.F.I.M.- corp A în Fig.8.34. Vedere axonometrică a corpului A

ipoteza pe pat elastic cu rosturi seismice virtuale


36

I. Interpretarea rezultatelor a. Evaluarea intervenţiilor propuse în funcţie de parametrii dinamici

0,5

7

0,5

0,4

9 0,5

2

0,5

2

0,5

1

0,5

1

0,4

7

0,4

8

0,5

70

,32

0,4

1

0,4

0,4

5

0,4

0,4

5

0,40,4

1

0,42

0,2

1

0,2

1

0,2

1

0,3

0,2

1

0,30,3

2

0,3

2

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Structuraexistentă


Soluţii propuse

T(s)




1,781,56 1,53

1,73

2,48

1,70

2,432,24 2,29

Target

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

Structuraexistentă


Solutii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



1,33

2,14

1,33

2,14

1,901,95

1,281,31

1,78

Target

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

Structuraexistentă


Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



0,5

7

0,5

1

0,5

2 0,5

6

0,5

4

0,5

1

0,4

8

0,5

5

0,4

8

0,4

80

,48

0,3

2

0,5

70

,32

0,4

8

0,5

5

0,4

80,5

10,5

4

0,5

6

0,5

2

0,5

1

0,3

2

0,3

2

0,3

2

0,2

10,2

60,3

2

0,3

2

0,3

2

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

Structuraexistentă


T(s)





37

1,781,59 1,63

1,75

2,08

2,43

1,501,72

1,50 1,50Target

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

Structuraexistentă


Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.



1,75

1,50

1,72

1,50 1,501,631,59

1,78

2,08

2,43

Target

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

Structuraexistentă

S.1. S.2. S.3. S.4. S.5. S.6. S.7. S.8. S.9

Soluţii propuse

Rap

ort

ul

Tîn

cov.

/Tră

sc.


structura existentă şi soluţiile simetrice propuse comparativ cu limita de siguranţă de 1,50

Concluzie: pentru această ipoteză pe lângă numărul mare de soluţii care au îndeplinit condiţia raportului Tîncov./Trăsc. >1,50 , aceasta a fost îndeplinită chiar şi de către soluţia existentă propusă, şi anume structură cu fundaţie elastică prevăzută cu rosturi seismice.

Condiţia raportului Tîncov.(mod 1)/Trăsc.(mod 3) >1,50 a fost îndeplinită de către toate soluţiile, iar condiţia raportului Tîncov.(mod 2)/Trăsc.(mod 3) >1,50 a fost îndeplinită doar de către următoarele soluţii:NS.4, NS.6, NS.7, NS.8, S.1, S.2, S.3, S.4, S.5, S.6, S.7, S.8, S.9.


0

2

4

6

8

10

12

14

16


Solutii propuse

UX

(mm)


0

5

10

15

20

25


Solutii propuse

UY

(mm)




a) Evaluarea intervenţiilor structurale în urma aplicării principiului algoritmului genetic, în cele 4 ipoteze, în funcţie de parametrii dinamici


38

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

Rap

ort

ul T

înc

ov.(m

od

1)/

Tră

sc.(m

od 3

)

Solușii propuse





Target (valoarea minimă=1,50)

Fig.8.43.Valorile raportului Tîncov.(mod1)/Trăsc.(mod3) pentru cele 4 ipoteze şi soluţiile propuse

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

Rap

ort

ul T

înco

v.(m

od

2)/T

răsc

.(mod

3)

Solușii propuse





Target (valoarea minimă=1,50)

Fig.8.44. Valorile raportului Tîncov.(mod2)/Trăsc.(mod3) pentru cele 4 ipoteze şi soluţiile propuse

Concluzie: după cum se poate observa din graficele de mai sus, dintre cele 17 soluţii propuse pentru fiecare ipoteză cele mai bune rezultate pentru îndeplinirea condiţiei raportului Tîncov.(mod 1)/Trăsc.(mod 3) >1,50 au fost: NS.3, NS.4, NS.5, NS.6, NS.7, NS.8, S.1, S.2, S.3, S.4, S.5, S.7 şi SE. în ipoteza de structură pe pat elastic prevăzută cu rosturi seismice virtuale; iar pentru condiţia raportului Tîncov.(mod 2)/Trăsc.(mod 3) >1,50 au fost: NS.4, NS.6, NS.7, NS.8, S.1, S.2, S.3, S.4, S.5, S.7 şi SE tot în ipoteza de structură pe pat elastic prevăzută cu rosturi seismice virtuale.

b) Verificarea deplasărilor laterale la SLS şi ULS a intervenţiilor structurale propuse în urma aplicării principiului algoritmului genetic în cele 4 ipoteze

Fig.8.53. Deplasările relative de nivel - ULS Fig.8.54. Deplasările relative de nivel – SLS

Fig.8.55. Deplasările relative de nivel - ULS Fig.8.56. Deplasările relative de nivel - SLS

La verificarea deplasărilor laterale la starea limită de serviciu (SLS) şi starea limită ultimă (ULS) nu au fost depăşite valorile admisibile pentru nici una din intervenţiile structurale propuse. Concluzie: în urma acestui studiu a rezultat faptul că algoritmul genetic a fost aplicat cu succes în problemele inginereşti, dacă se foloseşte o codificare adecvată a problemei în cauză. Rezultatele obţinute au confirmat situaţia reală a structurii, validată în capitolul 6, iar soluţiile cele mai bune (cu cea mai mare rată de performanţă) obţinute prin aplicarea algoritmului genetic au confirmat situaţia target, şi anume de structură pe pat elastic cu rosturi seismice virtuale, accentuând astfel nevoia rosturilor seismice.

Target

Target


39

CAP.9. CLĂDIRE F.I.F.I.M. – CORP A – INFLUENŢA HAZARDULUI SEISMIC ASUPRA CLĂDIRII

9.1. Prevederile codului P100-1/2006 privind acceleraţia terenului pentru proiectare 9.2. Prevederile codului P100-1 propus în 2011 privind acceleraţia terenului pentru

proiectare 9.3. Rezultate obţinute în urma calculului structural

9.3.1. Clădire F.I.F.I.M. după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice pentru ag=0,24g,ag=0,28g,ag=0,32g – scenariul 1 (situaţia reală)

Fig.9.8.b) Vedere axonometrică a clădirii F.I.F.I.M. – fără rosturi seismice (situaţia reală)

� Ipoteze de calcul

1. Ipoteza IMR=100ani cu ag =0,24g conform codului P100-1/2006 în vigoare 2. Ipoteza IMR=475ani cu ag =0,28g conform codului P100-1 propus în 2011 3. Ipoteza IMR=475ani cu ag =0,32g conform codului P100-1 propus în 2011

9.3.2. Clădire F.I.F.I.M. după consolidarea din 1996 cu rosturi seismice virtuale pentru ag=0,24g,ag=0,28g,ag=0,32g – scenariul 2(situaţia target)

Fig. 9.53.Vedere în plan a clădirii F.I.F.I.M. – cu rosturi seismice virtuale (situaţia target)

� Ipoteze de calcul

1. Ipoteza IMR=100ani cu ag =0,24g conform codului P100-1/2006 în vigoare 2. Ipoteza IMR=475ani cu ag =0,28g conform codului P100-1 propus în 2011 3. Ipoteza IMR=475ani cu ag =0,32g conform codului P100-1 propus în 2011


40

9.4. Comentarii asupra rezultatelor obţinute prin calcul � Influenţa rosturilor seismice şi a acceleraţie terenului pentru proiectare (ag) asupra

deplasărilor

S-a selectat nodul 707 de la partea superioară a corpului A pentru a face un studiu comparativ între situaţia cu rosturi seismice şi fără rosturi seismice pentru cele trei valori ale acceleraţiei terenului pentru proiectare aplicate clădirii (ag=0.24g, ag=0.28g, ag=0.32g).

În continuare sunt prezentate diagramele pentru deplasări maxime pe x şi y, la cutremur pe direcţia x în nodul 707 – corp A.

Fig.9.98. Vedere în plan corp A

16,72

19,51

22,321,40

24,97

28,54

0

5

10

15

20

25

30

ag=0.24g ag=0.28g ag=0.32g

ux(mm)

Nod 707 - corp A

Clădire F.I.F.I.M. - fără rosturi seismice (real) Clădire F.I.F.I.M. - cu rosturi seismice virtuale (target)

4,62

5,38

6,15

0,10 0,11 0,130

0,51

1,52

2,53

3,54

4,55

5,56

ag=0.24g ag=0.28g ag=0.32g

uy

(mm)Nod 707 - corp A

Clădire F.I.F.I.M. - fără rosturi seismice (real) Clădire F.I.F.I.M. - cu rosturi seismice virtuale (target) Fig. 9.99. şi 9.100. Deplasări maxime pe x şi y în nodul 707 în situaţia de structură fără rosturi seismice şi cu rosturi

seismice virtuale pentru cele trei tipuri de acceleraţii ale terenului pentru proiectare

Cele două alternative s-au ales pentru a identifica eventualele situaţii grave având ca bază calculul probabilistic.

Chiar dacă creşte acceleraţia terenului pentru proiectare de la 0,24 la 0,32 situaţia se agravează ceea ce arată că neregulile semnalate trebuie îndepărtate, deoarece acestea pot apărea oricând de acum încolo în cei 475 ani.

Deplarările cresc cresc proporţional cu creşterea acceleraţiei terenului pentru proiectare. Verificarea deplasărilor laterale ale structurii

1. Verificarea la starea limită de serviciu (SLS) şi starea limită ultimă (ULS) pentru deplasări pe x la cutremur pe direcţia x

0,002090,00245

0,002800,002800,00327

0,00373

0,008

0,00000

0,00100

0,00200

0,00300

0,00400

0,00500

0,00600

0,00700

0,00800

0,00900

ag=0.24g ag=0.28g ag=0.32g

drS

LS

Nod 707 - corp AClădire F.I.F.I.M. - fără rosturi seismice (real)

Clădire F.I.F.I.M. - cu rosturi seismice virtuale (target)

dr,aSLS

0,009620,01125

0,012850,01180

0,013780,01575

0,025

0,00000

0,00500

0,01000

0,01500

0,02000

0,02500

0,03000

ag=0.24g ag=0.28g ag=0.32g

drU

LS



dr,aULS

Fig.9.101. şi 9.102. Deplasări relative de nivel pe x la cutremur pe direcţia x pentru toate ipotezele de calcul comparativ

cu valoarea admisibila la SLS şi ULS

2. Verificarea la starea limită de serviciu (SLS) şi starea limită ultimă (ULS) pentru deplasări pe y la cutremur pe x


41

0,00058 0,00067 0,000770,00033 0,00033 0,00045

0,008

0

0,001

0,002

0,003

0,004

0,005

0,006

0,007

0,008

0,009

ag=0.24g ag=0.28g ag=0.32g

drS

LS



dr,aSLS

0,00268 0,00311 0,00356

0,00133 0,00133 0,00181

0,025

0,00000

0,00500

0,01000

0,01500

0,02000

0,02500

0,03000

ag=0.24g ag=0.28g ag=0.32g

drU

LS



dr,aULS

Fig.9.103.şi 9.104. Deplasări relative de nivel pe y la cutremur pe direcţia x pentru toate ipotezele de calcul

comparativ cu valoarea admisibila la SLS şi ULS În nici una dintre ipotezele de calcul nu a fost depăşită valoarea admisibilă de nivel la

starea limită de serviciu (conform P100-1/2006 dr,aSLS=0,008h, unde h este înălţimea de nivel,

egală cu 4,2m pentru studiu prezentat mai sus) şi nici valoarea admisibilă la starea limită ultimă (conform P100-1/2006 dr,a

ULS=0,025h, unde h este înălţimea de nivel, egală cu 4,2m pentru studiu prezentat mai sus).

Toate calculele la acţiuni seismice au fost realizate pentru cutremurul de proiectare. CAP.10. CLĂDIRE F.I.F.I.M. – CORP A – CALCUL ENERGETIC

10.1. Teorema reciprocităţii deplasărilor a lui Maxwell 10.2. Obţinerea diagramelor de energie folosind programul ETABs

Teorema reciprocităţii a lui Maxwell afirmă că

P∆=P1δterasă+P2δnivel 2 (9)

P ∆=[P1δterasă + P2δnivel 2] + [(P1+P2) δnivel 2 - (P1+P2) δparter] (10)

Ţinând cont că δparter =0, ecuaţia de mai sus devine

P ∆=[P1δterasă - P1δnivel 2] + [(P1+P2) δnivel 2 ] (11)

Pentru obţinerea unei diagrame se selectează din program un caz de încărcare asociat forţelor şi unul asociat deplasărilor.

10.3. Rezultatele obţinute în urma calculului energetic – studiu comparativ

În continuare sunt prezentate diagramele de energie pentru următoarele ipoteze: A. GP - în care GP reprezintă încărcarea din greutatea proprie asociată atât

forţelor cât şi deplasărilor.


42

B. GP+SXP - în care GP reprezintă încărcarea din greutatea proprie asociată forţelor iar SXP reprezintă încărcarea din cutremur pe direcţia x asociată deplasărilor.

C. GP+SYP - în care GP reprezintă încărcarea din greutatea proprie asociată forţelor iar SYP reprezintă încărcarea din cutremur pe direcţia y asociată deplasărilor.

În aceste diagrame sunt prezentate pentru fiecare element structural energia pe unitatea de volum pe o scară de la 0 la 100 J/m3.

10.3.1. Clădire F.I.F.I.M. – corp A înainte de cutremurul din 1977

Fig.10.8. Vedere axonometrică – GP Fig.10.16. Vedere axonometrică – GP+SXP

Fig.10.24. Vedere axonometrică – GP+SYP

10.3.2. Clădire F.I.F.I.M. – după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice

(situaţia reală)

Fig.10.28. Clădire F.I.F.I.M. – vedere Fig.10.32. Clădire F.I.F.I.M. – vedere axonometrică

axonometrică – GP – GP+SXP

Fig.10.36. Clădire F.I.F.I.M. – vedere axonometrică – GP+SYP


43

10.3.3. Clădire F.I.F.I.M. – corp A după consolidarea din 1996 cu rosturi seismice virtuale (situaţia target)

Fig.10.75. Vedere axonometrică – GP Fig.10.84. Vedere axonometrică – GP+SXP

Fig.10.93. Vedere axonometrică – GP+SYP


La cazurile în care s-a aplicat numai încărcarea din greutatea proprie (GP) distribuţia

energetică este oarecum asemănătoare cu schema geometrică, în schimb pentru cele la care s-a aplicat şi încărcarea din cutremur distribuţia energetică este foarte diferită pentru fiecare element structural în parte.

Aplicând principiul independenţei acţiunilor şi suprapunerii efectelor a lui Newton, se pot identifica zonele în care energia de deformaţie este mai concentrată sau mai relaxată din punct de vedere energetic.

Analiza energetică ne dă o orientare asupra stărilor limită corespunzătoare ipotezelor de calcul.

� Influenţa rosturilor seismice şi a intervenţiilor de consolidare asupra componentelor

structurale ale clădirii din punct de vedere energetic:

a) Influenţa rosturilor seismice şi a intervenţiilor de consolidare asupra stâlpilor Pentru a evidenţia acest lucru s-a ales acelaşi cadru pe latura N-S a structurii, urmărind

astfel variaţia nivelului energetic a stâlpilor pe înălţimea clădirii.

Fig. 10.94. Vedere cadru selecţionat (stâlpi) pentru cele 3 ipoteze de cacul


44

0

10

20

30

40

50

60

Clădire F.I.F.I.M.-corp A înainte cutremurul din 1977

Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-fără rosturi seismice (reală)

Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-cu rosturi

seismice virtuale (target)

19

55 55

12

33 33

6

16 16

25 5

1 2 2

Niv

el e

ner

get

ic (

J/m

3 )G

P

Stâlpi

Nivel energetic-stâlp parter

Nivel energetic-stâlp etaj I

Nivel energetic-stâlp etaj II

Nivel energetic-stâlp etaj III

Nivel energetic-stâlp etaj IV

Fig. 10.95. Variaţia nivelului energetic a stâlpilor pe înălţime pentru cele 3 ipoteze ca calcul la încărcare GP

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Clădire F.I.F.I.M.-corp A înainte cutremurul din

1977


Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-cu

rosturi seismice virtuale (target)

27

49

35

17

32

18

6

19

8

0 2 03

58

Niv

el e

ner

get

ic (

J/m

3 )G

P+

SX

P

Stâlpi






0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100


1977

Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-fără

rosturi seismice (reală)



100 100 100

45

8693

34 35

51

12

45

27

13

49

35

Niv

el

en

erg

eti

c (

J/m

3)

GP

+S

YP

Stâlpi






Fig. 10.97. şi 10.99. Variaţia nivelului energetic a stâlpilor pe înălţime pentru cele 3 ipoteze ca calcul la încărcare

GP+SXP şi GP+SYP b) Influenţa rosturilor seismice şi a intervenţiilor de consolidare asupra grinzilor de la etajul 1 şi

terasă Pentru a evidenţia acest lucru s-a ales acelaşi cadru pe latura N-S a structurii,urmărind

astfel variaţia nivelului energetic a grinzilor pe etajul 1 şi respectiv, terasă.

Fig. 10.100. Vedere cadru selecţionat (grinzi etajul 1) pentru cele 3 ipoteze de cacul

0

1

2

3

4

5





3

4 4

2

3 33

4 4

Niv

el e

ner

get

ic (

J/m

3)

GP

Grinzi etaj 1

Nivel energetic-grinda 1-etaj I



Fig. 10.101. Variaţia nivelului energetic a grinzilor (etaj 1) pentru cele 3 ipoteze ca calcul la încărcare GP

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4


1977





1

4

2

4

3 3

4

1

3

Niv

el e

ner

get

ic (

J/m

3)

GP

+S

XP

Grinzi etaj 1




0

5

10

15

20

25

30

35


1977





35

13

17

0 0 0

35

13

17

Niv

el e

ne

rge

tic

(J

/m3)

GP

+S

YP

Grinzi etaj 1




Fig. 10.103.şi 10.105. Variaţia nivelului energetic a grinzilor (etaj 1) pentru cele 3 ipoteze ca calcul la încărcare

GP+SXPşi GP+SYP


45

Fig. 10.106. Vedere cadru selecţionat (grinzi terasă) pentru cele 3 ipoteze de cacul

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20





8

16 16

11

18 18

8

16 16

Niv

el e

ne

rge

tic

(J/m

3 )G

P

Grinzi terasă

Nivel energetic-grinda 1-terasă



Fig. 10.107. Variaţia nivelului energetic a grinzilor (terasă) pentru cele 3 ipoteze ca calcul la încărcare GP

02468

101214161820


1977




2

6

0

11

1819

1 1

3

Niv

el e

ne

rge

tic

(J

/m3)

GP

+S

XP

Grinzi terasă




0

5

10

15

20

25

30

35

40





15

36

31

0 1 0

15

36

31N

ive

l en

erg

eti

c (

J/m

3)

GP

+S

YP

Grinzi terasă




Fig. 10.109.şi 10.111. Variaţia nivelului energetic a grinzilor (terasă) pentru cele 3 ipoteze ca calcul la încărcare

GP+SXP şi GP+SYP c) Influenţa rosturilor seismice şi a intervenţiilor de consolidare asupra chesoanelor

Pentru a evidenţia acest lucru s-a ales acelaşi cadru pe latura N-S a structurii,urmărind astfel variaţia nivelului energetic a chesoanelor pe înălţimea clădirii.

Fig. 10.112. Vedere cheson selecţionat pentru cele 2 ipoteze de cacul

0

20

40

60

80

100

Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-fără rosturi seismice

(reală)

Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-cu rosturi seismice virtuale

(target)

100 100

49 49

6 6

24 24

40 40

Niv

el e

ner

get

ic (

J/m

3 )G

P

Cheson

Nivel energetic-cheson parter

Nivel energetic-cheson etaj I

Nivel energetic-cheson etaj II

Nivel energetic-cheson etaj III

Nivel energetic-cheson etaj IV

Fig. 10.113. Variaţia nivelului energetic a chesoanelor pe înălţime pentru cele 2 ipoteze ca calcul la încărcare GP


46

0

10

20

30

40

5060

70

80

90

100


Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-cu rosturi seismice virtuale (target)

100

90

2520

8 917

22

38

24

Niv

el e

ne

rge

tic

(J

/m3)

GP

+S

XP

Cheson






0

102030

4050

607080

90100


Clădire F.I.F.I.M.-corp A după consolidare-cu rosturi seismice virtuale (target)

49

100

10

42

21

4

45

21

5

35

Niv

el e

ne

rget

ic (

J/m

3 )G

P+

SY

P

Cheson






Fig. 10.115.şi 10.117. Variaţia nivelului energetic a chesoanelor pe înălţime pentru cele 2 ipoteze ca calcul la încărcare

GP+SXP şi GP/SYP În cazul când nivelul energetic este din încărcare GP+SXP valorile rămân la parterul clădirii

tot mari dar totuşi ele scad cu 11% la parterul clădirii şi cu 58% la ultimul nivel, între ipoteza cu rost seismic şi cea fără rost seismic.

În cazul când nivelul energetic este din încărcare GP+SYP situaţia este diferită. Valorile cele mai mici se găsesc în ipoteza de clădire după consolidare fără rost seismic şi cresc cu 51% la parterul clădirii şi cresc cu 86% la ultimul nivel în ipoteza cu rost seismic.

Concluzie: influenţa rosturilor seismice este foarte mare, energia acumulată în ipoteza fără rosturi seimice este mult mai mare decât în cea cu rosturi seismice virtuale. Lipsa rosturilor seismice face ca structura să fie mai rigidă şi să preia mai mult, opunându-se cutremurului, spre deosebire de cea cu rosturi seismice care nu se opune.

Faţă de clădirea iniţială din 1972 prin intervenţiile de consolidare energia potenţială a crescut, crescând astfel capacitatea de înmagazinare a deformaţiilor.

� Influenţa acţiunii seismice asupra nivelului energetic al componentelor structurale ale clădirii

Pentru a arăta influenţa acţiunii seismice asupra nivelului energetic s-au ales următoerele

componente structurale: stâlp (la parterul clădirii), grindă (la etajul 1 şi terasă), cheson (la parterul clădirii), pentru cele 3 ipoteze: clădire F.I.F.I.M. – corp A înainte de cutremurul din 1977, clădire F.I.F.I.M. – corp A după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice (situaţia reală), clădire F.I.F.I.M. – corp A după consolidarea din 1996 cu rosturi seismice virtuale (situaţia target).

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

STĂLP-parter

GRINDĂ - etaj 1

GRINDĂ -terasă

GP 19

GP 3

GP 8

GP+SXP 27

GP+SXP 4

GP+SXP 2

GP+SYP 100

GP+SYP 35

GP+SYP 15

Nivel energetic (J/m3)

Clădire F.I.F.I.M. - corp A înainte cutremurul din 1977

Nivel energetic din încărcare GP+SYP

Nivel energetic din încărcare GP+SXP

Nivel energetic din încărcare GP

Fig. 10.118. Influenţa acţiunii seismice asupra componentelor structurale

TRECUT


47

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

STĂLP-parter

GRINDĂ - etaj 1

GRINDĂ -terasă

CHESON -parter

GP 55

GP 4

GP 16

GP 100

GP+SXP 49

GP+SXP 1

GP+SXP 6

GP+SXP 100

GP+SYP 100

GP+SYP 13

GP+SYP 36

GP+SYP 49


Clădire F.I.F.I.M. - corp A după consolidarea din 1996 fără rosturi seismice(situașia reală)





0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

STĂLP-parter

GRINDĂ - etaj 1

GRINDĂ -terasă

CHESON -parter

GP 55

GP 4

GP 16

GP 100

GP+SXP 35

GP+SXP 3

GP+SXP 0

GP+SXP 90

GP+SYP 100

GP+SYP 17

GP+SYP 31

GP+SYP 100


Clădire F.I.F.I.M. - corp A după consolidarea din 1996 cu rosturi seismice(situașia target)





După cum se poate observa din diagramele de mai sus influenţa cutremurului este mare. Şi înainte de cutremurul din 1977 şi după consolidarea din 1996 influenţa cutremurului este mai mare la parterul clădirii decât la partea superioară pentru toate componentele structurale prezentate, iar pentru unele din ele (stâlp şi cheson) se atinge chiar valoarea maximă a nivelului energetic (respectiv 100J/m3), chesonul fiind pus în valoare energetic. CAP.11. CLĂDIRE F.I.F.I.M. – CORP A – METODA TERMOGRAFICĂ

11.1. Termografia în construcţii conform standardului SR EN ISO 13187/2000

Termografia este o metodă utilizată pentru vizualizarea, înregistrarea şi reprezentarea distribuţiei temperaturii pe suprafaţa anvelopei clădirii.

În contextul standardului SR EN ISO 13187/2000, termografierea se realizează cu ajutorul unui sistem sensibil la radiaţia infraroşie care produce o imagine bazată pe temperatura radiantă aparentă a suprafeţei vizate.

11.1.1. Domenii de aplicare a metodei termografice 11.1.2. Metodologia pentru determinarea termografică în construcţii

11.2. Modelarea numerică a comportării structurilor Pentru evaluarea comportării structurilor spaţiale sub acţiunea temperaturii s-a iniţiat un

studiu comparativ. În accepţiunea legilor newtoniene temperatura este o acţiune numai atunci când deformaţiile sunt împiedicate. Într-adevăr, în virtutea Legii lui Hooke efortul unitar normal are expresia

σ = αE∆t (6) unde pentru structuri din beton armat coeficientul de dilatare termică liniară ia valoarea

α = 10-5 °C-1 (7)

PREZENT

VIITOR


48

iar modulul de elasticitate al lui Young are valoarea Ebeton = 21GPa (8)

11.3. Analiza calitativă utilizând metoda termografiei în infraroşu – clădirea F.I.F.I.M.

– corp A

Termografia este o stare energetică superficială datorită radiaţiilor solare. Termografia măsoară temperatura la suprafaţa betonului, astfel că între două puncte de pe suprafaţa sa rezultă un gradient termic ∆t.

Dacă deformaţiile sunt împiedicate atunci ca urmare a gradientului termic pot apărea tensiuni: σ = αE∆t. Aceste tensiuni în virtutea principiului suprapunerii efectelor se suprapun cu tensiunile mecanice.

Tensiunile iniţiale în beton pot favoriza atingerea stării limite de cedare sau pot provoca fisuri iniţiale ale betonului. Aceste fisuri pot reprezenta imperfectiuni geometrice initiale pentru concentrarea altor eforturi unitare.

Fig.11.1. Cheson latura E-V – parter

Marcaj tmin (°C) tmax (°C) ∆∆∆∆t (°C) σσσσ (MPa)

L1 10.3 11.5°C 1.2 0.252

L2 10.7 11.9°C 1.2 0.252

L3 10.4 12.3°C 1.9 0.399 L4 10.7 11.7°C 1.0 0.210

Fig.11.2. Cheson latura N-S – etaj 1/etaj 2


L1 11.5 13.7 2.2 0.462

L2 10.0 13.9 3.9 0.819

L3 10.0 12.6 2.6 0.546 L4 12.0 14.0 2.0 0.420

Fig.11.9. Grindă colţ stânga – etaj 1


L1 12.8 15.0 2.2 0.462

L2 12.9 15.6 2.7 0.567

L3 11.3 15.2 3.9 0.819


49


Metoda termografică poate fi folosită pentru depistarea zonelor predispuse la concentrări de eforturi, identificând astfel zonele periculoase.Prin suprapunerea efectelor mecanice şi termice starea de eforturi suferă variaţii în plus sau în minus.

Crescând nivelul energetic starea de eforturi se poate amplifica dar în acelaşi timp prin fenomene tranzitorii are loc un proces de redistribuire a eforturilor care apare numai atunci când principiul continuităţii geometrice al lui St. Venant este satisfăcut.

Conform studiului prezentat mai sus, valorile nu depăşesc valoarea rezistenţei la întindere conform Eurocodului 2, ceea ce înseamnă că există o tensiune internă dar care rămâne sub limita de cedare.

CAP.12. CONCLUZIE

12.1. Îndeplinirea obiectivelor tezei de doctorat prin validare pe cazuri reale şi după cerinţele esenţiale din legislaţia în vigoare

Obiectivele tezei de doctorat cu titlul ”Reabilitarea antiseismică a structurilor spaţiale prin algoritmul genetic” au fost îndeplinite după cum urmează:

1. Studiu comparativ al răspunsului seismic al clădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, Bucureşti – corp A, în cele 3 faze de serviciu.

Răspunsul seismic al construcţiei originale înainte de cutremurul din 1977 şi după intervenţiile structurale din 1986 şi 1996.

2. Evaluarea stării de siguranţă a clădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, Bucureşti – corp A la cutremurul de proiectare.

Evaluarea siguranţei după 4 parametrii:imperfecţiunile geometrice, valorile absolute ale periodelor de oscilaţie proprie, analiza modală prin raportul Tîncovoiere/Trăsucire, efectele consolidărilor prin prisma valorilor luate de deplasări.

3. Evaluarea răspunsului seismic al corpului A cu şi fără interacţiunea teren – structură. Analiza comparativă a efectelor date de rosturile seismice în patru ipoteze, în urma căreia

s-au definit: situaţia reală a clădirii şi situaţia necesară conform cerinţelor esenţiale ale art.5 din Legea 10/1995, actualizată în 2007- rezistenţă mecanică şi stabilitate.

4. Scenarii de intervenţii structurale pentru sporirea siguranţei globale prin algoritmul genetic.

Aplicarea în patru ipoteze a 17 intervenţii structurale pentru satisfacerea cerinţelor esenţiale conform Legii 10/1995, actualizată în 2007 (rezistenţa mecanică şi stabilitate).

5. Efectul creşterii ipotetice a hazardului seismic asupra clădirii F.I.F.I.M.

Perspectiva răspunsului seismic în ipoteza aplicării codurilor viitoare privind nevoia rosturilor seismice. Viitoarele coduri accentuează nevoia rosturilor seismice deoarece lipsa lor creşte riscul seismic.

6. Evaluarea energetică a siguranţei globale a clădirii F.I.F.I.M.

Confirmă rezultatele obţinute prin metodele dinamice, inclusiv nevoia rosturilor seismice, arătând în primul rând o distribuţie neuniformă a energiei potenţiale în structură care contravine principiului uniformităţilor din Eurocodul 8. La cutremur clădirea se încarcă mult energetic, de aproape 5 ori în anumite zone, ceea ce arată o sensibilitate a clădirii la cutremure.

7. Analiza termografică a clădirii F.I.F.I.M. Confirmă existenţa tensiunilor interne şi neuniformitatea lor, indicând valorile periculoase.

Valorile obţinute pentru tensiunile interne se apropie uneori de rezistenţa de calcul la întindere a betonului.

Toate calculele efectuate asupra clădirii la acţiuni seismice au fost realizate pentru cutremurul de proiectare.


50

12.2. Contribuţii personale

1. Reconstituirea comportării seismice a clădirii Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, Bucureşti – corp A în decursul serviciului de 39 ani.

2. Explicarea comportării dramatice la cutremurul din 1977 şi efectele celor două intervenţii structurale efectuate asupra clădirii în 1986 şi 1996.

3. Influenţa rosturilor seismice asupra comportării structurii sub acţiunea cutremurelor de pământ.

4. Explicarea răspunsului seismic al structurii din perspectiva interacţiunii teren- structură. 5. Aplicarea algoritmului genetic pentru identificarea soluţiilor constructive de atenuare a

comportării seismice. 6. Consecinţele prelungirii IMR asupra îndeplinirii cerinţelor esenţiale conform Legii 10/1995,

actualizată în 2007 (rezistenţa mecanică şi stabilitate). 7. Analiza comportării structurii din punct de vedere energetic.

12.3. Valoarea aplicativă a tezei

Teza de doctorat a fost elaborată şi structurată în conformitate cu prevederile regulamentului aprobat de Senatul UTCB la 1 octombrie 2005. Privită şi din această perspectivă contribuţiile personale ale autoarei au şi o valoare aplicativă după cum urmează:

1. Teza a demonstrat utilitatea algoritmului genetic atunci când există un număr mare de soluţii constructive de analizat.

2. Conform noilor directive europene pentru toate clădirile, atât cele noi cât şi cele vechi, a devenit obligatorie deţinerea cărţii tehnice. Datorită faptului că, construcţia analizată a fost construită în anii ’70, ea nu are în prezent carte tehnică. Prin urmare studiile efectuate pot reprezenta o bază de date pentru întocmirea cărţii tehnice a construcţiei.

3. S-a arătat rolul covârşitor al rosturilor seismice asupra nivelului de siguranţă al clădirii. Prin urmare, se pot face intervenţii asupra structurii prin practicarea rosturilor seismice, satisfacându-se astfel cerinţele esenţiale de calitate conform Legii 10/1995, actualizată în 2007, şi cerinţele de plauzibilitate conform ISO 13822/2001.

BIBLIOGRAFIE

[1]. Agent, R., Asigurarea protecţiei antiseismice a construcţiilor existente, Revista AICPS, nr.2, 1992.

[2]. Alexe, R., Călin, A., Călin C., Dragomir, C., Nicolae, M., Pop, O., Slave, C., Earthquake risk reduction of university buildings, Proceedings of the European Conference on Earthquake Engineering and Seismology, 5-8 September 2006, Geneva, Switzerland, paper #522.

[3]. Alexe, R., Călin, A., Călin C., Dragomir, C., Nicolae, M., Pop, O., Slave, C., Post-seismic interventions to buildings and balancing their environment, Proceedings of the European Conference on Environmental Research and Assessment, 5-8 October 2006, Bucharest, Romania, pp.146-188.

[4]. Andone, I., Sisteme inteligente hibride: teorie, studii de caz pentru aplicaţii economice, ghidul dezvoltatorului, Ed. Economică, 2002.

[5]. Autodesk, Inc., Autodesk Robot Structural Analysis – metric getting started guide, 2009.

[6]. Balan, St., Cutremurul de pământ din România din 4 Martie 1977, Ed. Academiei, 1988.

[7]. Barr, A., Feigenbaum, E., The Handbook of Artificial Intelligence –volume 1-2, USA,1981.

[8]. Băjenescu, T., Performanţele inteligenţei artificiale – de la teorie la aplicaţii,Ed. Albastră, Cluj-Napoca,2002.

[9]. Beleş, A.A, Mihăilescu, C., Mihăilescu, Şt., Calculul construcţiilor amplasate pe terenuri deformabile, Ed. Academiei, 1977.

[10]. Beleş, A.A., Cutremurul şi construcţiile, Buletinul Societăţii Politehnice, Bucureşti, 1941.

[11]. Borges, F., Siguranţa construcţiilor, Ed. Tehnică, 1973.

[12]. Clough, R., Penzien,J., Dynamics of structures, USA,1975.


51

[13]. Coburn, A., Spence, R., Earthquake Protection.Second Edition, London, John Wiley&Sons,Inc.,2002.

[14]. Cohen, P., Feigenbaum, E., The Handbook of Artificial Intelligence –volume 3, USA,1982.

[15]. Cormen, T., Leiserson, C., Rivest, R., Introducere în algoritmi, Ed. Computer Libris Agora, Massachusetts,1990.

[16]. Del Grosso, A., Lanata, F., Torre, A., Structural monitoring for retrofit and rehabilitation, 10th Int’l Conference on Inspection, Appraisal, Repairs and Maintenance of Structures, 25-26 October 2006, Hong Kong, China, pag.89-96.

[17]. Dimoiu, I., Inginerie Seismică, ed. Academiei Române, 1999.

[18]. Dobre, D., Contribuţii cu preivire la studiul interacţiunii construcţie-subsistem de fundare-mediu de fundare, teză de doctorat, conducători ştiinţifici prof.dr.ing. Ghiocel Dan, prof.dr.ing. Sandu Horea, U.T.C. Bucureşti, 2011.

[19]. Dogruel, S., Dargush, G.F., Risck-based multi-hazard optimization of passively damped structures using evolutionary algorithms, the 14th World Conferince on Earthquake Engineering, 12-17 October, 2008, Beijing, China.

[20]. Dragomir, C., Studiu comparativ asupra amplificării dinamice a structurilor nesimetrice, Buletinul Ştiinţific al UTC Bucureşti, octombrie 2007.

[21]. Dragomir, C.S., Amplificarea dinamică a clădirilor neregulate, Construcţii-nr.1, 2009.

[22]. Dragomir, C.S., Dobre, D., Georgescu, E.S., Protecţia mediului construit prin monitorizare seismică. Studiu de caz: clădirea F.I.F.I.M.Bucureşti, simpozionul naţional ”Protecţia mediului şi dezvoltare durabilă în spaţiul rural.Actualităţi şi perspective”, Bucureşti, 2010.

[23]. Dragomir, C.S., Influenţa fenomenului de amplificare dinamică asupra răspunsului seismic al construcţiilor din zidărie, teză de doctorat, conducător ştiinţific prof. Ramiro Sofronie, U.T.C. Bucureşti, 2008.

[24]. Dumitrescu, D., Algoritmi genetici şi strategii evolutive – aplicaţii în Inteligenţa Artificială şi în domenii conexe, Ed. Albastră, Cluj-Napoca,2000.

[25]. Dumitrescu, D., Îndrumător pentru Proiectarea şi calculul construcţiilor din beton armat şi beton precomprimat.

[26]. ETABs, User’s manual, 2009.

[27]. Fardis, M.N., Experimental and numerical investigations on the seismic response of RC infilled frames and recomandations for code provisions, ECOEST PREC8, LNEC, Lisbon 1996, report no.6.

[28]. Flir Systems ThermaCAM, User’s manual, 2006.

[29]. Flondor, P., Ionescu, C., Introducere în algoritmi genetici, Ed. All, Bucureşti,1999.

[30]. Georgescu, E.S., Earthquake protection and risk mitigation in urban settlements of Romania, Buletin AGIR, September 1997, pp. 9-17.

[31]. Georgescu, E.S., Monitorizarea seismică în construcţii, Revista AICPS 2, 2002.

[32]. Ghodrati Amiri, Gh., Mohebi, B., Maddah, N., Optimization of damage index in RC structures using genetic algorithm, the 14th World Conferince on Earthquake Engineering, 12-17 October, 2008, Beijing, China.

[33]. Goldberg, D., Genetic algorithms in Search, Optimization and Machine Learning, 1989.

[34]. Groşan, C., Oltean, M., Algoritmi evolutivi, Ginfo, nr.8, decembrie 2001.

[35]. Holland, J.H., Genetic algorithms and classifier systems: Foundations and future directions, Genetic algorithms and their applications: Proceedings of the Second International Conference on Genetic Algorithms, 82-89, 1987.

[36]. Holland, J.H., Genetic algorithms and the optimal allocations of trials, SIAM Journal of Computing, 2(2), 88-105, 1973.

[37]. Ifrim, M., Analiza dinamică astructurilor şi inginerie seismică, Ed. Didactică şi Pedagogică, 1973.

[38]. Ifrim, M., Dobrescu, Al., Aplicaţii în analiza dinamică a structurilor şi inginerie seismică, Ed. Didactică şi Pedagogică, 1974.

[39]. Ionică, Gh., Contribuţii privind elaborarea de sisteme integrate de programe pentru analiză structurală, teză de doctorat, conducător ştiinţific prof.dr.ing. Ciongradi Ioan, Univeristatea Tehnică Gheorghe Asachi, Iaşi, 2005.


52

[40]. Jäntschi, L., Algoritmi genetici şi aplicaţii ale acestora, teză de doctorat, conducător ştiinţific Sestraş Radu, U.S.A.M.V. Cluj-Napoca, 2010.

[41]. Koh, C.G., Perry, M.J., Damage detection of structures using a modified genetic algorithm, 9th International Conference on Inspection, Appraisal, Repairs and Maintenance of Structures, 20-21 October 2005, Fuzhou, China, pag. 57-67.

[42]. Koza, J.R., Genetic Programming, MIT Press, Cambridge, MA, 1992.

[43]. Lozincă, E., Scki, M., Georgescu, B., Kato, H., Văcăreanu, R., Kaminosono, T., Seismic rehabilitation of an existing pre-1940 building. Case study, International Symposium on Seismic Risk Reduction, Bucharest, Romanian Academy, 26-27 April 2007, pp.207-230.

[44]. Lubliner, J., Maxwell – Betti reciprocal relations, course notes, University of California at Berkely, Departament of Civil and Environmental Engineering, CE 130, Section 2, Spring 2007.

[45]. Luchian, H., Breabăn, M., Algoritmi genetici, note de curs, Universitatea Alexandru Ioan Cuza, Facultatea de Informatică, 2006-2007.

[46]. Lungu, D., Craifăleanu, I.G., Spatial distribution of strength and displacement demands for romanian earthquakes, International Symposium on Seismic Risk Reduction, 26-27 April 2007, Bucharest, Romanian Academy, pp.407-412.

[47]. Marin, C., Elemente de bază în rezistenţa materialelor şi teoria elasticităţii, Ed. Macarie, 2002.

[48]. Marinov, R., Consideraţii privind posibilitatea şi soluţiile de consolidare a clădirilor prin lucrări exterioare, Revista AICPS, nr.4, 1999, pag.57-66.

[49]. Mark, C.M., Algoritmi genetici, Anale Seria Informatică, vol.I fasc.I, Universitatea Tibiscus, Timişoara.

[50]. Martin, J.A. & Associates Inc., Automated post-earthquake damage assesment and safety evaluation of instrumented buildings, 27 September, 2005, pp.430-514.

[51]. Mărmureanu, G., Cioflan, C.O., Mărmureanu, A., Cercetări privind hazardul seismic local (microzonare) a zonei metropolitane Bucureşti – Hărţi de microzonare seismică în acceleraţii, perioade fundamentale şi intensităţi seismice, Ed. Tehnopress, 2010.

[52]. Mezzi, M., Fusco, V., Problems and solutions in the rehabilitation of historical constructions built through different epochs, 10th Int’l Conference on Inspection, Appraisal, Repairs and Maintenance of Structures, 25-26 October 2006, Hong Kong, China, pag.283-290.

[53]. Mironescu, M., Stănescu, A., Brotea, T., Comănescu, R., Some aspects regarding strenghtening and rehabilitation of the medium size buildings of National Romanian Broadcasting Station Complex, International Symposium on Seismic Risk Reduction, 26-27 April 2007, Bucharest, Romanian Academy, pp.505-512.

[54]. Nappi, A., et al., An approach to the protection of cultural heritage monuments, Proceedings of the Workshop on Mitigation of Seismic Risk – Support to Recently Affected European Countries, Belgirate, Italy,2000, paper #46.

[55]. Negoiţă, Al., Aplicaţii ale Ingineriei Seismice (I), Ed. Tehnică, 1988.

[56]. Nour, S.D., Rujanu, M., Szalontay, C.A., Încercări privind caracteristicile materialului de injectare utilizat la consolidarea clădirilor vechi – vol. Comportarea in situ a construcţiilor, Conferinţa naţională cu participare internaţională, Ediţia a 14-a, Galaţi, 23-24 septembrie 2002.

[57]. Patraş, B., Patraş, M., Metode de evaluare a clasei de risc seismic, Buletinul ştiinţific al UTI, 1997.

[58]. Paulay, T., Priestley, M.J.N., Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings, New York, John Wiley&Sons,1992.

[59]. Perera R., Torres R., Structural damage assessment using genetic algorithms, 9th International Conference on Inspection, Appraisal, Repairs and Maintenance of Structures, 20-21 October 2005, Fuzhou, China, pag. 347-352.

[60]. Perry, M.J., Koh, C.G., Choo, Y.S., Modified genetic algorithm approach to structural identification, the 3rd International Conference on Structural Stability and Dynamics, June 19-22, 2005, Kissimmee, Florida.

[61]. Perry, M.J., Koh, C.G., Choo, Y.S., Modified genetic algorithm strategy to structural identification, V.84, Issues 8-9, March 2006, pp.529-540, Computers and Structures.


53

[62]. Petrovici, R., Compatibilitatea propunerilor referitoare la evaluarea riscului seismic şi consolidarea structurilor construcţiilor monumentelor istorice din România cu prevederile Eurocod 8, Revista AICPS, nr.3, 2000.

[63]. Postelnicu, T., Zamfirescu, D., Lozincă, E., Romanian code for assessment of existing buildings concepts and methods, International Symposium on Seismic Risk Reduction, Bucharest, Romanian Academy, 26-27 April 2007.

[64]. Prager, E., Betonul armat în România, vol.1, Ed. Tehnică, 1979.

[65]. Proiect tehnic – condolidare imobil, Clădirea Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, 1996.

[66]. Sofronie, R., Curs de statica, rezistenţa şi stabilitatea construcţiilor, I.A.N.B., Bucureşti 1984.

[67]. Sofronie, R., Dilemma on some existing buildings:Collapse prevention or demolation?, International Workshop on Measures for the Prevention of Total Collapse of Existing Low-Rise Structures, 17-20 November 2007, Istanbul, Turkey.

[68]. Sofronie, R., Popa, G., Nappi, A., Geometrical approach of restoring the monuments, Proceeding of the International Workshop on Seismic Performance of Built Heritage in Small Historic Centres, Assisi, Italy, 1999, pp. 379-387.

[69]. Sofronie, R., Popa, G., Nappi, A., Long term behavior of three-lobed churches, Proceedings of the IASS 40th Anniversary Congress, Madrid, Spain 1999, vol.II, pp. 123-130.

[70]. Sofronie, R., Popa, G., Nappi, A., Nikolau, N.S., An integrated approach for enhancement of eastern cultural heritage, Proceeding of the 4th European Commission Conference on Research for Protection, Conservation and Enhancement of Cultural Heritage:opportunities for European enterprises, Strasbourg, France, 2000, paper #5.

[71]. Stovel, H., Risk preparedness: A management Manual for World Cultural Heritage, ICCROM, Rome, 1998.

[72]. Teodorescu, M.E., Statica construcţiilor, structuri static nedeterminate, Ed. Conspress, 2005.

[73]. Timoshenko, S.P., Vibration Problems in Engineering, Van Nostrand Co, New York, 1938.

[74]. Timoshenko, S.P., Young, D.H., Theory of structures, McGraw-Hill Book Company Inc., New York, 1965.

[75]. Tologea, S., Probleme privind patologia şi terapeutica construcţiilor, Ed. Tehnică, 1976.

[76]. Turda, D.V., Aspecte privind optimizarea structurilor reticulate, teză de doctorat, conducător ştiinţific Prof.dr.ing. Bia Cornel Traian, Universitatea Tehnică Cluj-Napoca, 2003.

[77]. Vîrsta, A., Giurma, I., Oancea, S., Păun, D., Efecte ale insulelor de căldură în climatologie, medicină şi inginerie, Ed. Nouă, 2010.

PRESCRIPŢII OFICIALE

(1) CR0-2005 – Cod de proiectare. Bazele proiectării structurilor în construcţii

(2) ENV 1992 Eurocode 2: Design of concrete structures.

(3) ENV 1998 Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistence.

(4) ISO 13822/2001 Bases for design of structures – Assessment of existing structures.

(5) Legea 10/1995 (actualizată în 2007) privind calitatea în construcţii.

(6) Normativ P100-92 privind proiectarea antiseismică a construcţiilor de locuinţe, social-culturale, agrozootehnice şi industriale.

(7) P100-1/2006 Cod de proiectare seismică: partea I – Prevederi de proiectare pentru clădiri

(8) P100-1/2011 Cod de proiectare seismică: partea I – Prevederi de proiectare pentru clădiri – propus spre aprobare în 2011

(9) P100-3/2008 Cod de evaluare şi proiectare a intervenţiilor de consolidare la clădiri existente, vulnerabile seismic: vol.1 – Prevederi privind evaluarea seismică a clădirilor existente

(10) P100-3/2008 Cod de evaluare şi proiectare a intervenţiilor de consolidare la clădiri existente, vulnerabile seismic: vol.2 – Procedee de intervenţie structurală(Consolidare)


54

(11) SR EN 1990:2004 Eurocod 2: Bazele proiectării structurilor.

(12) SR EN 1992-1-1:2004 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale şi reguli pentru construcţii.

(13) SR EN 1998-5:2004 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur. Partea 5: Fundaţii, structuri de susţinere şi aspecte geotehnice.

(14) SR EN ISO 13187/2000 Performanţa termică a clădirilor. Detecţia calitativă a neregularităţilor termice în anvelopa clădirilor. Metoda termografică.

(15) SR EN ISO 6946 Părţi şi elemente de construcţie-Rezistenţa termică şi transmitenţa termică-metodă de calcul.

(16) STAS 10107/0-90 Calculul şi alcătuirea elemnetelor structurale din beton, beton armat şi beton precomprimat.

Calin Mariana Catalina - Rezumat

Documents

Transcript of Calin Mariana Catalina - Rezumat