Consolidare Cu Contrav. Metallice

8/19/2019 Consolidare Cu Contrav. Metallice

1/57

1

SECTIUNEA 1

RAPORTUL STIINTIFIC SI TEHNIC

(RST)

FAZA DE EXECUTIE NR. 1/2007

CU TITLUL: PROACTEX Etapa 1

RST – raport ştiinţific şi tehnic în extenso* PVAI – proces verbal de avizare internă

PVRLP – procese verbale de recepţie a lucrărilor de la

parteneri

PF – protocol de finalizare (numai pentru faza finala)

* pentru Programul 4 “Parteneriate in domeniile prioritare” se va utiliza modelul din Anexa 1

Cod: PO-04-Ed1-R0-F5


2/57

2

Raportul Ştiinţific şi Tehnic (RST) în extenso

Cuprins

o Obiective generaleo Obiectivele fazei de execuţieo Rezumatul fazeio Descrierea ştiinţifică şi tehnică o Anexe

1 Soluţii moderne pentru consolidarea şi reabilitarea clădirilor amplasate în zoneseismice în acord cu cerinţe de performanţă şi sustenabilitate2 Dispozitive SERB pentru controlul, limitarea şi amortizarea deplasărilor relative denivel a clădirilor înalte

o Concluziio Bibliografie

Obiective generale

Teoria dezvoltării durabile este relativ nouă şi se află în curs de formare. Conceptul de dezvoltaredurabilă s-a conturat într-un moment în care subiectul mediului înconjur ător se afla în prim planuldezbaterilor politice.Comunitatea internaţională a decis să trateze problemele mediului prin măsuri colective la nivel global,pe care a căutat să le definească şi să le aplice prin intermediul unu cadru internaţional adecvat.

Acest cadru de acţiune la nivel internaţional s-a format în timp şi se află într-o evoluţie dinamică,cuprinzând măsuri legale cu caracter obligatoriu în forma tratatelor sau conven ţiilor sau cu caracterneobligatoriu, în forma declaraţiilor, rezoluţiilor sau seturilor de linii directoare şi orientări politice,măsuri instituţionale şi mecanisme de finanţare viabile.

Dezvoltarea durabilă este singurul drum pe care civilizaţia, ajunsă la un înalt nivel cultural, ştiinţific,tehnologic şi economic, trebuie să îl urmeze pentru a nu se autodistruge. În perioada contemporană, domeniul construcţiilor a devenit unul dintre cele mai complexe sectoarede activitate ale economiei. Dezvoltarea, atât la nivel macro cât şi la nivel microeconomic, este deneconceput f ăr ă programe de investiţii bine fundamentate şi puse în practică în mod corespunzător şi,

în acest sens - în vederea obţinerii unei eficienţe economice ridicate - investiţiile în construcţii trebuiesă deţină o pondere însemnată în cadrul programelor investiţionale, aspect confirmat de evoluţia întimp a acestui domeniu de activitate pe tot cuprinsul globului.Rezolvarea problemelor privind dezvoltarea durabilă, punerea la dispoziţia economiei a infrastructuriinecesare, asigurarea de locuinţe pentru populaţie, protejarea şi conservarea mediului natural,realizarea echilibrului dintre funcţionalismul raţional şi individualism etc., preocupă permanent atât pespecialiştii din domeniu, cât şi pe oamenii politici şi pe reprezentanţii societăţii civile. Omul modern a

încercat şi încearcă permanent rezolvarea acestor priorităţi ale momentului, printr-o dezvoltareraţională şi eficientă a activităţii în domeniul construcţiilor.Trecerea treptată de la societatea industrială la cea informaţională – de la preponderenţa activităţilorindustriale la cea a activităţilor din sectorul serviciilor şi apoi cel al informaticii – impune transformărimajore în toate domeniile, inclusiv în cel al construc ţiilor, chemat să se adapteze schimbărilor cerutede noul tip de activităţi. Progresul societăţii a determinat apariţia altor necesităţi legate de creştereanevoilor de trai, care se refer ă la creşterea cerinţelor de confort (spaţii, dimensiuni, dotare, echipare,posibilităţi de reparare etc.), creşterea cerinţelor pentru noi tipuri de dotări sociale, educaţionale,culturale, comerciale, de sănătate, de agrement etc., creşterea cerinţelor pentru reţele moderne şirapide de transport, în special cele urbane. Este bine ştiut faptul că între prosperitatea economică şiexistenţa unui sistem de transport performant este o puternică interdependenţă, ceea ce impune o


3/57

3

abordare unitar ă, la nivel global, astfel încât să se asigure o viziune integrate a tuturor componentelorinfrastructurii – şosele, căi ferate, căi navigabile, fluviale şi maritime, reţele portuare, aeroporturi ş.a.Creşterea interesului pentru o dezvoltare durabilă a determinat în construcţii o serie de măsuri şiacţiuni specifice, cum ar fi reducerea şi chiar eliminarea unor metode poluante, nocive, mariconsumatoare de energie, utilizarea resurselor regenerative, evitarea folosirii unor materiale care înurma demolării nu pot fi refolosite sau reduse şi reasimilate mediului, reechilibrarea balanţei ecologiceprin proiectare, producţie, folosire, locuire. Costul acestor măsuri de ordin ecologic va fi luat în calculpentru determinarea preliminar ă a preţului produselor realizate, pentru a se construi exact ceea ce

este necesar, astfel încât omul să fie stimulat să se gândească la viitoarele generaţii şi la păstrarea încât mai bune condiţii a mediului înconjur ător.

Proiectul 31042/2007 se încadrează în obiectivul general al programului 4, de creştere acompetitivităţii CD prin stimularea parteneriatelor în domenii prioritare, concretizate în tehnologii,produse şi servicii inovative pentru rezolvarea unor probleme complexe şi crearea mecanismelor deimplementare.

În ceea ce priveşte obiectivele specifice ale direcţiei de cercetare 3 Mediu, subdirecţia 3.5 Construcţii,proiectul atinge 6 din cele 10 obiective specifice şi anume:3.5.1 Aplicarea tehnologiilor avansate pentru dezvoltarea oraşelor cu menţinerea şi conservareaclădirilor istorice (f ăr ă afectarea acestora)3.5.2 Reducerea impactului negativ al construcţiilor asupra mediului natural (în exploatare şi prin

produsele de demolare)3.5.3 Sisteme de anvelope inteligente cu proprietăţi predictiv-reactive3.5.5 Sisteme de concepere şi proiectare a clădirilor noi cu consum foarte redus de căldur ă 3.5.7 Soluţii tehnice de reducere a riscului – clădiri noi şi consolidarea post dezastru3.5.8 Metode pentru creşterea rezistenţei clădirilor la modificări climatice extremeObiectivul declarat al proiectului este de a crea crea sisteme structurale si solutii tehnologiceinovative pentru protectia cladirilor noi si existente la actiuni extreme (cutremure severe, vanturiputernice, foc, explozii sau impact), in contextul conceptului de dezvoltare durabila.Obiectivele specifice ale proiectului rezulta din cele 7 pachete de lucru propuse (WP) si se suprapunpeste 6 din cele 10 obiective specifice ale subdirectiei de cercetare (3.5.1-3.5.3; 3.5.5; 3.5.7; 3.5.8) sianume: Materiale si tehnologii noi, Criterii de performanta si dezvoltare durabila, proiectare bazata peperformanta si robustete pentru cladiri noi si existente supuse la actiuni extreme, Sisteme si tehnologii

mixte inovative, Sisteme noi disipative pentru amortizarea actiunilor extreme, Tehnici si sistemereversibile pentru consolidarea cladirilor existente si Proceduri pentru proiectare durabila. Ultimulpachet de lucru va cuprinde 2 studii de caz. Obiectivul principal urmărit este deci, de a îmbina criteriile de dezvoltare durabilă cu criteriile desiguranţă, de a le integra într-un proces de de proiectare bazat pe criterii de performan ţă. Siguranţastructurii, raportată la durata de viaţă pentru care este proiectată structura şi la perioada de recurenţă a acţiunilor extreme, asociată cu nivelul de asigurare faţă de aceste acţiuni să reprezinte ocomponentă a LCA (Low Cycle Assesment).

Obiectivele fazei de execuţie

Schema pachetelor de lucru, legatura dintre activitati si etapele de desfasurare ale proiectului esteprezentata mai jos, iar in tabelul urmator sunt detaliate activitatile din pachetele de lucru in corelatie cuobiectivele propuse.


4/57

4

Schema de interactiune a activitatilor pe etape si pachete de lucru

Ac tivi tat i Rezul tate corespunzatoare act iv itati lo r

WP1. Sinteza: Famili i si sisteme de produse pentru const ruct ii. Procese de proiectare siexecutie. Criterii de performanta si sustenabilitate. Dezvoltare de procese complete.Cerinte de performanta si sustenabilitate pentrucladiri.

Evaluare credibila, metode si instrumente deverificare pentru evaluarea cat mai corecta adatelor de produs; metode utilizabile pentrudeclaratia de conformitate, cerinte, parametritehnici ai produsului; utilizarea tehnologiiloravansate de materiale.Solutiile dezvoltate de parteneri tintesc catreemisii zero, energie zero folosita si prelucrareeficienta a resurselor.Dezvoltare de solutii de inchideri, adoptandtehnologii de izolare si energie solara eficiente.Dezvoltare de instrumente de verificare siraportare date de produs, luand in considerareinformatia privind nivelul de performanta alcladirii.Dezvoltare de instrumente pentrumanagementul proceselor inovative (instrumentede management proiect, instrumente demodelare de baza, metode de verificare silegaturi cu baze de date) pentru a cresteinteractiunea si comunicarea cu instrumenteleinovative ale clientilorMetode de proiectare si executie bazate pe

Stabilire de metode de lucru in colaborare sibaze de date intre diferite discipline si ariiprofesionale.

Creare de cerinta si cunoastere comuneNoi tehnologii si produse pentru sectorulconstructii eficiente energetic, durabile sicompetitive: conceptii, solutii produse simateriale si tehnologia de producere a lor.Scopul este de a obtine dezvoltare, productie,operatii si suport la un pret minim, in timpul celmai scurt si de calitate a produselor si serviciilor.Dezvoltarea integrata a produselor este unproces care foloseste in mod sistematic modelaristructurate pentru a considera toate stagiileciclului de viata al produselor in timpul stadiuluiinitial de proiectare; costurile de produs siperformantele sunt gandite pentru a converge cucerintele clientului.Metode de scurtare a timpului de parcurgere dela cercetarea de baza, la solutiile competitive depe piata.Baze pentru integrarea tehnologiilor cudezvoltarea proceselor


5/57

5

performanta si dezvoltare durabila Aspecte sociale, culturale si economice inevaluarea dezvoltarii durabileProcese de constructie curate

Rezumatul fazei

Proiectul isi propune sa initieze, studieze si sa evalueze noi sisteme si tehnologii pentru protectiacladirilor la actiuni extreme in contextul cerintelor pentru dezvoltare durabila. Derularea activitatilorprevazute in proiect se realizeaza in cadrul a 7 ”pachete de lucru”.Obiectivul principal urmărit este deci, de a îmbina criteriile de dezvoltare durabilă cu criteriile desiguranţă, de a le integra într-un proces de de proiectare bazat pe criterii de performan ţă. Siguranţastructurii, raportată la durata de viaţă pentru care este proiectată structura şi la perioada de recurenţă a acţiunilor extreme, asociată cu nivelul de asigurare faţă de aceste acţiuni să reprezinte ocomponentă a LCA (Low Cycle Assesment).Primul pachet al proiectului (WP1), care este par ţial acoperit de această fază, face o trecere in revistasi o sinteza a familiilor si sistemelor de produse de constructii, a proiectarii proceselor de constructii sia criteriilor pentru performanta si dezvoltare durabila. In ultimul timp se inregistreaza un transfer dinzona altor domenii inguste, cum ar fi aeronavale, automotive sau nanomateriale, catre zona

constructiilor. Astfel tehnologii avansate bazate pe utilizarea unor materiale cu performante ridicate,dispozitive sofisticate de protectie si transfer a fortelor conduc catre sisteme si tehnologii compozite cumetodologii de investigare si analiza avansate.Scopul cercetarii este de a crea prin colaborari si studii interdisciplinare, sisteme de constructii cat maieficiente energetic si cu implicatii de mediu minime, cu costuri cat mai reduse.

Descrierea ştiinţifică şi tehnică

Ştiinţa construcţiilor este prin natura ei interdisciplinara. In prezent, aceasta ştiinţa trebuie sa facă faţă cerinţelor stringente impuse de conceptul cadru al dezvoltării durabile. In momentul de fata, sectorul„construcţii” este responsabil pentru consumul a circa 50% din resursele primare pe care le ofer ă natura mai mult decât oricare alt sector industrial.Mediul construit consuma circa 40%-45% din energia produsa la nivel mondial, in mod direct si princonsecinţe indirecte, produce cel mai mare impact asupra mediului natural. Pe de alta parte mediulconstruit este foarte vulnerabil la acţiuni externe ale mediului natural. Impactul asupra vieţii sieconomiei, in sens complex al „construcţiilor” este enorm si decisiv pentru condiţiile si calitatea vieţiipe pământ. Diminuarea si controlul acestui impact sunt misiunea strategiei denumita „dezvoltaredurabila” si constituie una din direcţiile prioritare ale Uniunii Europene.Implementarea conceptului de dezvoltare durabila in construcţii (DDC) nu se poate realiza decât prininovare la nivel conceptual si tehnologic. Procesul este in mod evident pluri- si interdisciplinar.Poziţionarea sectorului de „construcţii” in contextul „dezvoltării durabile”, in mediul înconjur ător seprezintă in schema de mai jos.


6/57

6

Se poate construi durabil, pe baza unor modele conceptuale performante (funcţionalitate, siguranţa,neutre sau cu impact redus fata de mediu), folosind materiale cu caracteristici fizico-mecanicesuperioare (reciclabile si cu consumuri înglobate de resurse primare si energie scăzute), aplicândsisteme constructive si tehnologii adiacente (siguranţa, flexibilitate, consumuri energetice scăzute,impact minim fata de mediu). O trecere in revista a noilor materiale, care se folosesc in realizareaelementelor structurale ale construcţiilor inginereşti se face in WP3.Modelul templului pentru intelegerea dezvoltarii durabile este aratata in figura de mai jos, unde

fundamentul pentru realizarea cerintelor de dezvoltare durabila, pentru a realiza conditiile defunctionalitate si siguranta sunt proiectarea data de norme (ENV), societatea (SOC) si economia (EC).

E C

S O C

E N V

Functionalitate + Siguranta

Dezvoltare durabila

Dezvoltare durabila: modelul templului

O aplicaţie deosebit de interesanta, spre exemplu, sunt îmbinările ductile „rigla-stâlp” la cadrelemultietajate ale clădirilor amplasate in zone seismice, realizate cu structuri SMA (Aliaje cu memorie aformei). O alta aplicaţie in acelaşi domeniu vizează contravântuirile disipative cu amortizori reologici„absorbante de soc”.

Aceste materiale avansate se folosesc fie ca elemente structurale sau pentru consolidarea celor dinmateriale convenţionale (FRP), fie in îmbinări si dispozitive disipative in cazul construcţiilor solicitate la

acţiuni seismice si la vanturi puternice. In cazul otelurilor superrezistente sau a celor cu limita decurgere scăzuta, aplicabil in general pentru structuri supuse la ac ţiuni extreme, analiza este la nivelmicro (mecanica ruperilor, elasticitate, dislocaţii).In prezent, tot mai mult, tehnologiile structurale din industria aeronautica, navala si auto câştiga terensi in domeniul structurilor de construcţii. In domeniile in care se lucrează cu structuri inginereştiavansate (aeronautica, auto) si unde, de cele mai multe ori, cei care fac modelarea si analizastructurala sunt ingineri constructori, nano - micro si mezo - analiza ar deveni familiare.Durabilitatea in contextul in care se discuta in cadrul acestui proiect, se refera si la capacitatea der ăspuns si siguranţă a construcţiilor la acţiuni extreme, de origine naturala sau provocate: cutremure,vanturi puternice, foc, impact, explozii, etc. Criteriile de performanta adoptate, in acest caz (PBE-Performance Based Engineering) sunt in legătur ă biunivoca cu concepţia, materialele, sistemeleconstructive si tehnologiile utilizate.

Filosofia PBE se extinde in mod evident si asupra fondului construit in prezervarea si/sau, după cazreabilitarea acestuia, pentru a păstra valorile culturale, pentru a satisface cerinţele ce ţin de siguranţă si calitatea vieţii, pentru a reduce consumurile energetice, etc. o reabilitare performanta necesita oabordare multidisciplinara si nu se poate face decât aplicând materiale performante si tehnologii, decele mai multe ori inovative (vezi proiectul FP6-INCO CT PROHITEC). Din punct de vedereconceptual, al modelarii si controlului prin calcul, reabilitarea unei construcţii este, in mod evident maicomplexa decât proiectarea unei construcţii noi.Expertizarea unei clădiri vechi in vederea stabilirea diagnosticului structural si a propunerii masurilorde reabilitare este o întreprindere deosebit de complexa, care implica de multe ori interacţiunea unorspecialităţi diverse: istorie, arhitectura, fizica, chimie, ştiinţa materialelor, mecanica structurilor si apământurilor, tehnologie, etc.


7/57

7

Principalele instrumente de investigare in problematica abordata in cadrul proiectului sunt modelareanumerica si experimentala. Cu cat sunt mai performante si complexe materialele si dispozitivelerealizate din aceste materiale, respectiv mai complexe stările de solicitare la care acestea trebuie safacă fata, cu atât sunt mai indicate parteneriatele in proiecte complexe pentru capacităţile deinvestigare si control.Proiectul complex de parteneriat isi propune ca, in contextul ar ătat, sa creeze sisteme structurale şisoluţii tehnologice inovative pentru protecţia clădirilor existente şi noi la acţiuni extreme, în contextulconceptului de dezvoltare durabilă.

Proiectul 31042/2007 este legat de protectia cladirilor noi si existente sub actiunea unor actiuniextreme, in contextul noului concept de dezvoltare durabila, prin utilizarea unor sisteme si tehnologiiinovative. Contributia proiectului la dezvoltarea cunostintelor din domeniu se realiza prin propunerilefacute pentru aceste sisteme si tehnologii, de noutate si in curs de cercetare si pe plan european (vezilista proiectelor internationale la care echipa proiectului participa sau a participat).Cele mai importante contributii ar putea fi urmatoarele:

1. Rezultatele cercetarii promovează transferul celor mai noi si moderne cunostinte tehnice(bazate pe materiale avansate, metode de calcul moderne si sisteme tehnologice avansate) inproiectare si executie pentru protectia cladirilor existente si noi supuse la actiuni care nu aufost considerate in proiectare sau actiuni si situatii de calcul exceptionale produse de conditiinaturale (zapada, vant, cutremur) sau de activitati umane (explozii, impact, foc).

Aceasta permite o schimbare semnificativa in industria de constructii, permitand utilizarea in

practica de zi cu zi si intr-un mod durabil, a solutiilor prefabricate reversibile de inaltaperformanta, crescand productivitatea si competitivitatea si, in acelasi timp conditiile de lucru sisiguranta. De fapt, operatiile de atelier vor inlocui activitatile de pe santier, care nu suntintotdeauna bine organizate si de o calitate sigura.

2. Integrarea lucrarilor in proiecte europene, faptul ca rezultatele sunt diseminate prin cooperariinternationale, prin articole in reviste si conferinte, impune clar ca proiectul sa fie realizat lanivel european.Rezultatele sunt de un mare interes pentru tarile europene si mai ales pentru cele din centrul siestul Europei, unde se pune stringent problema intretinerii si consolidarii fondului existentlocuibil, mai ales din punct de vedere al riscului seismic.La nivelul UE proiectul este integrat cu urmatoarele programe in care UPT-CEMSIG esteimpicata avand rolul de coordonator national:

- COST C26 ”Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events”- COST C25 ”Sustainability of Constructions: Integrated Approach to Life-time StructuralEngineering”

- COST TU0601 – Robustness of Structures- Proiectul UE RFCS ”STEELRETRO – Steel Solutions for Seismic Retrofit and Upgrade of

Existing Constructions”Este de subliniat faptul ca participarea in programele COST se sustine cu cercetare finantata lanivel national, finantarea UE constand doar in cheltuielile de deplasare.Integrarea la nivel national se sustine prin proiectele deja existente in care UPT-CEMSIG estecoordonator de proiect:- Proiect MATNATECH-CEEX nr.29/2006: ”STOPRISC - Sisteme constructive si tehnologii

avansate pentru structuri din oteluri cu performante ridicate destinate cladirilor amplasate in

zone cu risc seismic”- Programul Platforme/Laboratoare de formare si cercetare interdisciplinara, Contract04/15.09.2006: Centrul de studii avansate si cercetare in ingineria materialelor sistructurilor”

3. Rezultatele cercetarilor favorizează utilizarea optima a sistemelor de materiale si tehnologii,permitand minimizarea erorilor de proiectare, a erorilor din timpul executiei, si reduceri de costreale prin scurtarea timpului de executie, crescand substantial calitatea structurala; in plus va fiposibila planificarea optima a interventiilor, cu risc minim, luand in considerare resurseleexistente.Rezultatele cercetarilor sunt de importanta majora pentru siguranta cetatenilor.


8/57

8

4. Cercetarile efectuate reduc semnificativ pierderile economice pentru repararea stricaciunilordatorate actiunilor exceptionale si pentru intreruperea activitatilor economice.Utilizarea solutiilor optime creste posibilitatea de reversabilitate a interventiilor si gradul deprefabricare.

5. Utilizarea solutiilor conform conceptului de dezvoltare durabila, este favorizat, reducandconsumul de materiale si energie si reducand masele implicate (solutiile actuale adoptateprevad utilizarea unor mase mari, manopera multa, nu sunt reversibile si au un impact mareasupra cladirilor existente).

6. Prin programul de diseminare, se garanteaza transferul imediat si impact al rezultatelorobtinute catre practica de zi cu zi. Mai mult, acesta garantează accesibilitatea completa sitransferul rezultatelor.


9/57

9

Anexa 1

SOLUŢII MODERNE PENTRU CONSOLIDAREA ŞI REABILITAREA CLĂDIRILORAMPLASATE ÎN ZONE SEISMICE ÎN ACORD CU CERINŢE DE DEZVOLTAREDURABILĂ ŞI SUSTENABILITATE

Rezumat

Clădirile din beton armat construite în zone seismice înainte de anii 1960 au fost proiectate s ă reziste în principal la încărcările gravitaţionale şi la vânt. Principalele deficienţe ale cadrelor de beton armat proiectate la încărcări gravitaţionale se refer ă la detalii constructive deficiente seismic şi lipsa principiilor de proiectare bazată pe capacitate, conducând la o ductilitate locală şi globală redusă. În prezent, când acest tip de structuri sunt supuse la o evaluare structurală, în conformitate cu prevederileseismice aflate în vigoare, se descoper ă că, în aproximativ toate cazurile este nevoie de reabilitare. Înarticolul de faţă este analizată reabilitarea cu un sistem de contravântuiri disipative a unui cadru de beton armat nedimensionat seismic. Se prezintă un studiu de caz detaliat a unui cadru de beton armat, proiectat în conformitate cu prevederile din anii ’50 şi reabilitat cu contravântuiri împiedecate laflambaj în conformitate cu prevederile seismice în vigoare.

1. Introducere

Structurile din beton armat din regiuni de seismicitate redusa spre medie au fost dimensionatetradiţional doar pentru încărcări gravitaţionale, f ăr ă alte prevederi seismice. Aceasta categorie de clădirieste specifica pentru clădirile proiectate între anii 1930 şi 1970, [1] când au fost implementate primelestandarde de proiectare seismica mai mult sau mai puţin echivalente cu cele moderne. Deşi metodele practice de proiectare şi standardele au fost diferite în funcţie de aria geografica, aceasta problema estecomuna multor regiuni, ca şi SUA [2], Noua Zeenlanda [3], şi Europa [4] şi [5]. Principalele deficienteîn cadrele de beton armat proiectate gravitaţional sunt legate de detalii constructive deficiente seismicşi lipsa principiilor de proiectare bazată pe capacitate, conducând la o reducere a ductilităţii locale şiglobale.O cale a reabilitării antiseismice a clădirilor existente de beton armat este prin îmbunătăţirea rezistentei,rigidităţii şi a ductilităţii elementelor de beton armat prin diferite tehnici cum ar fi: adaosul de mortarede înalta rezistenta, cămăşuirea cu elemente de otel, sau polimeri armaţi cu fibre. Aceasta abordare areavantajul păstr ării sistemului original structural, dar în cazul structurilor în cadre poate fi dificilarigidizarea suficienta a structurii la forte seismice laterale.O alta modalitate a reabilitării seismice a cadrelor de beton armat existente poate fi adăugarea unuisistem de rezistenta la forte orizontale, cum ar fi diverse tipologii de cadre contravântuite excentric saucentric cu contravântuiri de otel, vezi Figura 1. Noul sistem structural poate fi dimensionat u şor ca şisistem disipativ. Pentru a limita deteriorarea structurii existente de beton armat şi pentru a concentra

deformaţiile plastice în sistemul disipativ al contravântuirilor de otel, ultimul ar trebui sa prezinte origiditate mai mare decât primul. Acest obiectiv este îndeplinit natural în cazul cadrelor de otelcontravântuite. Depinzând de sistemul structural, elementele disipative pot fi localizate în linkuriorizontale (vezi Figura 1a), linkuri verticale (vezi Figura 1b), contravântuiri obişnuite saucontravântuiri împiedecate la flambaj (vezi Figura 1c), sau elemente de colt (vezi Figura 1d).


10/57

10

(a) (b) (c) (d)

Figura 1.Tipologii diferite de cadre disipative: cadre contravântuite excentric în V întors (a), cadrecontravântuite excentric în Y întors (b), cadre contravântuite concentric folosind contravântuiri cu

flambaj impiedecat (c), cadre contravântuite cu elemente disipative de colt (d).Sunt câteva modalităţi în care elementele de otel pot fi aranjate înăuntrul cadrului de beton armat.Elementele de otel pot fi conectate direct de elementele cadrului de beton armat existent. (vezi Figura2a). Câteva tipuri de sisteme de contravântuiri disipative, ca şi cadrele contravântuite excentric în Vinversat, nu pot fi utilizate în acest caz. Elementele existente de beton armat vor fi solicitate unoreforturi axiale, eforturi tăietoare şi momente încovoietoare suplimentare, care pot provoca necesitateade reabilitare locala a acestor elemente.

cadru b.a.

elementemetalice

elementedisipativecadru b.a.

elementedisipative

elementedisipative

elementemetalice

elementemetalice

cadru b.a.

(a) (b) (c)

Figura 2. Îmbinarea directa a elementelor de otel pe cadrul de beton armat existent (a), cadru interior deotel complet (b), şi cadru de otel "par ţial" (c).

O soluţie alternativa consta în introducerea unui cadru complet în interiorul cadrului de beton armat(vezi Figura 2b). Acest sistem are câteva avantaje în raport cu cel precedent. Diversitatea alegerii

tipologiilor de cadre este mult mare în acest caz. Îmbinările dintre noul cadru de otel şi cadrul de betonarmat existent pot fi realizate de-a lungul unei interfeţe mai mari, conducând la concentr ări mai mici deforte. În final, forte mult mai mici datorate încărcării seismice vor fi împăr ţite pe elementele de betonarmat existente.O soluţie alternativa ar fi posibila, daca este folosit un cadru "par ţial" de otel (vezi Figura 2c), care estemult mai economic decât configuraţia formata din cadru complet, otelul având avantajul unei interfeţemai dezvoltate între noul cadru de otel şi structura existenta de beton armat.O configuraţie speciala este posibila când contravântuirile centrice de otel sunt plasate în exteriorulcadrelor de beton armat. Avantajul acestei soluţii consta în limitarea schimbărilor structurale a clădiriiexistente şi a întreruperii activităţii locuitorilor ei.

2. Soluţii de reabilitare utilizând sisteme pe baza de otel

Ghobarah şi Abou Elfath [6] au studiat performantele seismice ale clădirilor de beton armat neductilereabilitate prin intermediul unor cadre contravântuite excentric. A fost studiat efectul distribuiriicontravântuirilor pe înălţimea cadrelor de beton armat în funcţie de performanta seismica a clădiriireabilitate. Linkul a fost conectat direct pe cadrul de beton armat, vezi Figura 3. Autorii auconcluzionat ca performanta seismica a cadrelor de beton armat neductile reabilitate cu contravântuiri prinse excentric se aşteaptă sa fie mai mare decât a celor reabilitate cu contravântuiri centrice. S-ademonstrat ca distribuţia contravântuirilor excentrice pe înălţimea clădirii are un efect important asupra


11/57

11

mecanismului plastic. S-a sugerat ca o distribuţie a rezistentei în elementele disipative pe înălţimeaclădirii conduce la deplasări relative de nivel mai uniforme.

Figura 3. Detalii de îmbinare a unui link vertical de otel,Ghobarah şi Abou Elfath [6]

Figura 4. Test experimental pecontravântuiri excentrice în Y

inversat aplicat pentru reabilitarea aunui cadru existent de beton armat,

Mazzolani et. al. [7].

Câteva tehnici de consolidare a clădirilor existente din beton armat au fost studiate experimental deMazzolani et. al. [7]. Au fost investigate următoarele tehnici: (1) contravântuiri metalice împiedecate laflambaj, (2) contravântuiri din hotel prinse excentric, (3) contravântuiri din aliaj cu memorie de forma,(4) panouri de forfecare disipative, (5) sisteme de izolare la baza, şi (6) consolidări folosind polimeriarmaţi din fibre de carbon. În cazul contravântuirilor excentrice din otel în Y inversat s-a utilizat oîmbinare directa pe elementul de beton armat.Un dispozitiv ieftin sub forma unui panou de forfecare (Figura 5) pentru consolidarea cadrelor metalicenecontravântuite a fost investigat la Laboratorul European pentru Evaluare Structurala (ELSA) deSchmidt et. al. [8]. Deşi dispozitivul s-a intenţionat sa fie înlocuibil (prins cu şuruburi), el a fost sudatîn configuraţia ultimului test. Autorii au demonstrat ca soluţia de reabilitare a condus la o reduceredrastica a deplasărilor şi la o comportare elastica a structurii reabilitate, cu un minim de schimbări

structurale.Consolidarea cu contravântuiri excentrice în Y inversat a cadrelor de beton armat cu umplutura decăr ămida dimensionate la încărcări gravitaţionale a fost investigate la Laboratorul European pentruEvaluare Structurala (ELSA) de către Bouwkamp [9], vezi Figura 6. Unul dintre zidurile de căr ămidade umplutura a fost îndepărtat şi înlocuit de un sistem ductil de contravântuiri excentrice din otel. S-asugerat ca acest sistem cauzează inconveniente minime în utilizare şi rezulta într-o rezistenta laîncărcările laterale similara cu cea iniţiala, dar cu creştere semnificativa a ductilităţii. Pentru a îmbinagrinzile de otel şi contravântuirile de cadrul de beton au fost utilizate ancore chimice.

Figura 5. Link disipativ într-un cadru contravântuit excentric în Y inversat, Schmidt et al. [8].


12/57

12

Figura 6. Contravântuiri excentrice în Y inversat

pentru consolidarea cadrelor de beton armat,Bouwkamp [9]

Figura 7. Configuraţia de contravântuiricu elemente disipative de colt, Balendra

et. al. [10].

Un cadru contravântuit cu elemente disipative de colt, similar ca şi principiu de cadrele contravântuiteexcentric, a fost investigata de Balendra et. al. [10]. În acest sistem energia este disipata prin deforma ţiiinelastice de forfecare a elementului disipativ de colt, în timp ce contravântuirile sunt dimensionate pentru a preveni flambajul acestora. Elementul de colt este avariat sub cutremure severe, dar este uşorde înlocuit dup

ă aceea.

O recapitulare a cercetării trecute asupra sistemelor de contravântuiri împiedecate la flambaj la nivel decomponente, subansamble şi cadre a fost f ăcuta de Uang et. al. [11]. Contravântuirile cu flambajimpiedecat sunt obţinute prin dispunerea unei inimi de otel ductile în interiorul unui cheson de otel,care este umplut cu mortar sau beton. Înaintea turnării mortarului sau betonului, se adăuga un materialde interfaţa între inima de otel şi mortar pentru a preveni transferul for ţelor axiale între inima de otel şimortar şi în final asupra chesonului de otel. Avantajul acestui sistem fata de contravântuirileconvenţionale este ca este preîntâmpinat flambajul acestor contravântuiri, ceea ce rezulta încaracteristici similare la întindere şi la compresiune, şi îmbunătăţesc r ăspunsul ciclic în comparaţie cucontravântuirile convenţionale. Contravântuirile cu flambaj impiedecat au fost folosite pentruconsolidarea clădirilor existente de beton armat lipsite de dimensionarea antiseismica, Brown et. al.[12], vezi Figura 8b.

(a) (b)

Figura 8. Conceptul contravântuirilor cu flambaj impiedecat, [11] (a), şi interpretarea arhitecturala aunei clădiri de beton armat reabilitata seismic, Brown et. al. [12].

.

Figura 9. Sistem de contravântuiri în afara cadrului dezvoltate în Japonia de Corpora ţia HAZAMA,[13].


13/57

13

Un sistem cu contravântuiri exterioare pentru reabilitarea unei clădiri existente de beton armat a fostcertificat în Japonia de către Corporaţia HAZAMA [13], vezi Figura 9. Reabilitarea seismica a uneiclădiri poate fi f ăcuta şi f ăr ă a afecta utilizarea şi a calitatea condiţiilor de trai.În afara cadrelor de beton armat, sistemele de contravântuiri disipative se poate aplica şi cadrelor din beton armat cu umplutura, la fel şi structurilor din zidărie. În ultimul caz, o parte a zidăriei trebuieîndepărtata şi înlocuita cu un sistem de contravântuiri disipative. Poate fi necesara o interfaţa de betonarmat sa fie necesara pentru un transfer adecvat al for

ţelor de la structura de zid

ărie la sistemul de

contravântuiri disipative.

3. Studiu de caz: reabilitarea unui cadru de beton armat dimensionat la încărcărigravitaţionale cu contravântuiri cu flambaj impiedecat

România este o tara cu un grad ridicat de seismicitate. Înainte de 1963, când a fost introdus primulstandard seismic cu caracter obligatoriu, cadrele din beton armat erau dimensionate sa reziste doar laîncărcări gravitaţionale. Ulterior, standardul a cunoscut dezvoltări (de ex. în 1978, 1991, 2006) ultimulfiind aliniat la norma europeana Eurocode 8 [14]. Practic aproape toate clădirile localizate în zone

seismice, dimensionate înainte de anii 1960 trebuie evaluate şi consolidate.Scopul acestui studiu de caz este reabilitarea seismica a unei structuri din beton armat dimensionatadoar la încărcări gravitaţionale (notat MRF) utilizând contravântuiri de otel cu flambaj impiedecat(notat BRB). Cadrul din beton armat este prezentat în Figura 10. Au fost folosite materiale obişnuiteutilizate în anii ‘50, cum ar fi beton B200 (corespunzând la clasa C12/15 din Eurocode 2 [15]) şi otelOB38 (cu o rezistent la curgere caracteristica de 235 N/mm2).

3.1 Dimensionarea cadrului

Cadrul a fost dimensionat doar la încărcări gravitaţionale conform standardelor romaneşti vechi.

Lăţimea efectiva a grinzii a fost considerata doar pentru secţiunile din câmp (Figura 10). Calculul derezistenta a fost f ăcut în conformitate cu standardele moderne. Detalierea armaturii e caracteristica practicii din România a anilor ’50, după cum urmează:− pentru armatura longitudinala: preluarea for ţei tăietoare prin armaturi înclinate şi lungimi de

ancorare insuficiente la armaturile inferioare de pe reazeme− pentru armaturile transversale: etrieri deschişi, dispuşi la distante mari unul de celalalt (20 - 25 cm)

în zonele plastic potenţiale.O observaţie importanta privind structura este existenta în cadrele externe a unei zidarii de umpluturacu o grosime de 0.38 m, şi cu o încărcare caracteristica de 18 KN/m3. În Tabelul 1 sunt prezentateîncărcările, iar în Tabelul 2 combinaţiile de încărcări, ambele în concordanta cu standardul original şicu cel modern. Clădirea este amplasata în Bucureşti.

Tabelul 1. Tipuri de încărcări

ÎncărcăriStandard original

[KN/m2]Standard modern

[KN/m2]Încărcare Permanenta (P) 3.08 3.08Încărcare Utila* (U) – nivel acoperiş 3.00 2.00Încărcare Utila (U) – nivel curent 1.50 1.50Încărcare din Ză padă (Z) 1.00 1.60Încărcare din Vânt (V) 0.70 0.52


14/57

14

* Încărcarea utila a fost distribuita în 3 moduri: Încărcare Utila 1 (U1)– distribuita pe toate elementele;Încărcare Utila 2 şi 3 (U2 şi U3)– sub forma unor distribuţii tip şah

Tabelul 2. Combinaţii de încărcăriCombinaţii Fundamentale Standard original Standard modern

1 1.3(P+U1+Z) 1.35P+1.5U1+1.05(Z+V)2 1.3(P+U2+Z) 1.35P+1.5U2+1.05(Z+V)

3 1.3(P+U3+Z) 1.35P+1.5U3+1.05(Z+V)4 1.2 (P+U1+Z+V) P+U1+0.7(V+Z)

3.0 [m]

3.0 [m]

4.0 [m] 4.0 [m] 4.0 [m]

B

A B C D E D C B A

3 . 6 [ m

] A B C D E D C B A

B

A

B

B

B

B

B

A

B

B

B

3.0 [m]

A A2Ø16

D D

2Ø10

2Ø12

Ø6/25

2Ø12

2Ø10

1Ø12Ø6/25

2Ø16

Ø6/25

C C

2Ø10

1Ø12

2Ø12

EE

beff = 100 [cm]

35 [cm]

10 [cm]

25 [cm]

20 [cm]

2Ø10

3Ø12

Ø6/25

B B

2Ø10

Ø6/25

2Ø12

A A

6Ø14

25 [cm]

25 [cm]

Ø6/20

4Ø14

25 [cm]

25 [cm]B B

Ø6/20

Figura 10. Geometria cadrului şi secţiunile grinzilor şi a stâlpilor.

Geometria cadrului şi secţiunile obţinute sunt prezentate în Figura 10. Rezultatele verificării pentrusecţiunile grinzilor şi ale stâlpilor sub încărcări gravitaţionale sunt prezentate în Tabelul 3 şi Tabelul 4:

Tabelul 3. Verificarea grinzilorSecţiune grinzi Efort Rezistenta Eforturi stand. orig. Eforturi stand. mod.

M [KNm] 15.32 15.00 14.80A

Q [KN] 118.00 23.84 22.95B M [KNm] 23.00 22.83 21.47

M [KNm] 42.21 31.84 25.68

C Q [KN] 143.00 31.47 30.31M [KNm] 42.36 27.58 26.02

DQ [KN] 144.30 28.40 26.02

E M [KNm] 15.34 13.31 11.37Tabelul 4. Verificarea stâlpilor

Secţiune stâlpi Efort Rezistenta* Eforturi stand. orig. Eforturi stand. mod.M [KNm] 43 4.25 7.72

A N [KN] 399.35 390

B M [KNm] 38 10.95 6.22


15/57

15

N [KN] 371 368* Momentului încovoietor de calcul corespunde efortului axial din încărcarea gravitaţională

3.2 Soluţii de consolidare

Au fost considerate următoarele soluţii de consolidare pentru îmbunătăţirea comportării seismice acadrului de beton armat: utilizarea contravântuirilor cu flambaj impiedecat; confinarea stâlpilor de la parter şi etajul unu folosind polimeri armaţi cu fibre de carbon (FRP); şi combinaţia celor doua soluţii.Contravântuirile în V inversat, articulate la capete au fost introduse doar în deschiderea din mijlocul acadrului. Dimensionarea contravântuirilor cu flambaj impiedecat s-a f ăcut conform Eurocode 3 [16],utilizând procedura descrisa în AISC 2005 [17]. For ţele seismice de calcul au fost obţinute utilizând oanaliza spectrala folosind un factor de comportare q egala cu 6. conform AISC 2005 [17], cadrele cucontravântuiri cu flambaj impiedecat şi cele cu contravântuiri excentrice poseda o ductilitate structuralasimilara, având aceeaşi valoarea a factorului de reducere R. De aceea factorul de comportare q pentrucadre cu contravântuiri împiedecate la flambaj s-a considerat egal cu cel folosit Eurocode 8 [14] pentrucadre cu contravântuiri excentrice (q=6).Inima contravântuirilor cu flambaj impiedecat s-a considerat a fi de forma dreptunghiulara. Ariile

secţiunilor inimii contravântuirilor au rezultat diferite pe fiecare nivel, după cum urmează:

− Aria contravântuirilor de la parter: A=250 mm2 − Aria contravântuirilor de la etajul unu: A=230 mm2 − Aria contravântuirilor de la etajul doi A=112 mm2

3.3 Analiza

Analiza pushover a fost aplicata pentru a evalua diferenţele dintre cadrul original (MRF) şi cadreleconsolidate. Cerinţa de deplasare a fost estimata conform metodei N2 [18] implementata în Eurocode 8[14]. Acţiunea seismica este caracterizata de spectrul elastic de r ăspuns, prezentat în Figura 12(acceleraţia de vârf a terenului ag=0.24g, perioada de colt TC=1.6 s). Performanta structurii a fostevaluata pe baza deformaţiilor inelastice capabile corespunzătoare stării limita de Prevenire aColapsului (PC). Un alt parametru a fost mecanismului plastic.For ţele laterale pentru analiza pushover au fost considerate cu o distribuţie invers triunghiulara (Figura11), şi au fost determinate ca şi în exemplul din Ecuaţia 1 de mai jos:

i ii

i i

m hF

m h

⋅=

⋅∑ (1)

unde, hi = înălţimea nivelului i relativ la baza cadrului şi mi = masa la nivelul i calculata din combinaţia

fundamentala P+0.4(U1+Z) şi distribuita în nodurile principale.


16/57

16

m1

m2

m3

h1

h2

h3

F1

F2

F3

Figura 11. Distribuţia maselor

Spectrul elastic (Bucuresti) - (ag=0.24g; Tc=1.6 s)

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

0 1 2 3 4Perioada T [s]

A c c e l e r a t i a S e ( T ) [ m / s 2 ]

Figura 12. Spectrul elastic de r ăspuns pentru

Bucureşti, P100-1/2006 [19]

Deformaţiile inelastice a elementelor structurale corespunzătoare stării limita de prevenire a colapsuluiau fost definite în termeni de:− valori moment – rotire pentru grinzi şi stâlpi;− efort axial – deplasare pentru contravântuirile cu flambaj impiedecat.

3.4 Modelarea pentru analiza pushover

3.4.1 Materiale

Ţinând cont de detaliile constructive inadecvate folosite la alcătuirea elementelor din beton armat, betonul a fost considerat ca fiind neconfinat [20]. Modelul pentru material s-a considerat a fi înconformitate cu Kent & Park, din [21] (Figura 13), ca şi material neconfinat cu degradare liniara arigidităţii şi f ăr ă rezistenta la întindere. Rezistenta la compresiune a fost considerata egala cu f' c=12.5 N/mm2, în timp ce deformaţia ultima ε f =0.015.

fc'

0.002 50u

0.5fc'

0.2fc'

f Figura 13 Curba caracteristica a betonului neconfinat conform Kent şi Park

Tabelul 5 . Rezistenta echivalenta de curgere a armaturilorElement Secţiune Diametru [mm] L breq [mm] L bav [mm] f y,eq [N/mm

2]Φ12 505 225 104.70

A Φ10 421.2 225 125.53Φ10 421.2 250 139.48

CΦ12 505 250 116.34

Grinzi

D Φ10 421.2 250 139.48Stâlpi A, B Φ14 589.7 560 223.16

Datorita unei lungimi de ancoraj insuficiente a armaturii longitudinale inferioare a grinzilor a fostutilizata o limita de curgere echivalenta a armaturii [20], vezi Ecua ţia 2 de mai jos:


17/57

17

,,

,

= × b av y eq yb req

L f f

L (2)

unde, f y,eq = limita de curgere echivalenta; f y = limita de curgere a armaturii; L b,av = lungimea de ancorajexistenta; L b,req = lungimea de ancoraj necesara (conform Eurocode 2 [15]).În Tabelul 5 se prezintă secţiunile în care a fost prezenta lungimea insuficienta de ancoraj, cu valorilef yeq. Armaturile au o limita de curgere caracteristica de 235 N/mm

2. Materialul din armaturi a fost

modelat cu un comportament biliniar cu o ecruisare conform Eurocode 3 [16].

3.4.2 Modelarea elementelor

Grinzi şi stâlpi

În cazul grinzilor, lăţimea efectiva a fost considerata doar pentru secţiunile din câmp, cu o valoare de72 cm conform FEMA 356 [20]. Armaturile din placa pe latimea efectiva a grinzii au fost de 4 Φ 8 mmla o distanta de 18 cm. Rigiditatea efectiva a elementelor, corespunzand cu fisurarea sectiunii de beton,a fost determinata conform FEMA 356 [20] dupa cum urmeaza:− rigiditatea la încovoiere a grinzilor a fost redusa cu un coeficient de 0.5;

− rigiditatea la încovoiere a stâlpilor a fost redusa cu un coeficient depinzând de nivelul efortului axialdin secţiune (Tabelul 6).

Tabelul 6. Reducerea rigidităţii stâlpilor conform [20]Reducere rigiditate

NivelStâlpii externi Stâlpii interni

3 0.5 0.52 0.5 0.5251 0.7 0.67

Pentru analiza plastica, stâlpii şi grinzile au plasticitate concentrata la capete definita ca şi relaţie

moment – rotire biliniar ă rigid – plastică. Lungimea articulaţiei plastice (L p) a fost calculata conformPaulay şi Priestley [22], rezultând L p (stâlp) = 0.19 m şi L p (grinda) = 0.21 m, Vezi Ecuaţia 3 de mai jos:

0.08 0.022= × + × ×i i i y Lp L d f (3)

unde, Li=jumătate din deschiderea elementului, di=diametrul armaturilor longitudinale f y=rezistentacaracteristica a otelului.Idealizarea biliniar ă a relaţiei moment – curbura a fost obţinută considerând:

− apariţia punctului de curgere în momentul în care o armatura a curs sau când betonul a atinsrezistenta la compresiune;

− curbura ultima a fost calculata la punctul în care materialele au atins deformaţia ultima (0.005 pentru beton şi 0.05 pentru otel);− s-a considerat o ecruisare de 1% aplicata rigidităţii iniţiale (Figura 14).Relaţia M-Φ a stâlpilor a fost obţinuta la efortul axial din încărcările gravitaţionale.


18/57

18

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 0.01 0.02 0.03 0.04

Φ[ 1/m]

M [ K N m ]

Figura 14. Relaţia M-Φ în secţiunea A a stalpilor.

Contravântuirile cu flambaj impiedecat

Contravântuirile cu flambaj impiedecat au fost considerate articulate la capete. S-a folosit un model de plasticitate concentrata. Materialul folosit pentru contravântuiri a fost S235 şi pentru o lungime de 3.6m a rezultat o deplasare de curgere de ∆y = 4 mm. Deplasarea ultima ∆u a fost estimata pe bazarezultatelor experimentale prezentate în testele lui Newell şi Higgins [23]. Pe baza acestor rezultate,ductilitatea ∆u/∆y a fost estimata la o valoare de 8.3 pentru întindere şi 7.5 pentru compresiune. Pentruobţinerea rezistentei caracteristice ajustate (rezistenta la compresiune maxima Cmax şi rezistenta laîntindere maxima Tmax) au fost aplicate formulele din AISC 2005 [17], vezi Ecuaţiile 4 şi 5 de mai jos:

max y yT = R f Aω⋅ ⋅ ⋅ (4)

max y yC = R f Aω⋅β⋅ ⋅ ⋅ (5)

unde, f y este rezistenta la curgere; R y este raportul dintre limita de curgere probabila şi limita de curgerecaracteristica (considerat egal cu 1). În ceea ce priveşte valorile experimentale ale factorului de ajustarela compresiune β=1.05 şi factorului de ajustare al ecruisării ω=1.25, aceştia s-au obţinut în acelaşi modca şi coeficientul ∆u/∆y, dar utilizând formulele din AISC 2005 [17], vezi Ecua ţia 6:

max

max

C =

Tβ şi max

fysc

T =

f Aω

⋅ (6)

unde f ysc= este rezistenta la curgere a inimii de otel, măsurată experimental.Elementele contravântuirilor cu flambaj impiedecat se comporta conform relaţiei biliniare for ţa -deplasare cu ecruisare. În Figura 15 este prezentat modelul comportamentului contravântuirilor cuflambaj impiedecat pentru toate cele 3 nivele.

Modelul BRB

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

-0.035 -0.025 -0.015 -0.005 0.005 0.015 0.025 0.035

Deplasare ∆ [m]

F o t a ( C o m p r e s i u n e , I n t i n d e r e ) [ K N

Etaj 2

Etaj 1

Parter

Figura 15. Modelul de comportare al

contravântuirilor cu flambaj impiedecat

Relatia M - Φ

0

10

20

30

40

50

60

70

0

0 . 0

1

0 . 0

2

0 . 0

3

0 . 0

4

0 . 0

5

0 . 0

6

0 . 0

7

0 . 0

8

0 . 0

9 0 . 1

0 . 1

1

0 . 1

2

Φ [1/m]

M [

K N m ]

RC+FRP

RC

Figura 16. Efectul confinării cu FRP în relaţiamoment - curbura corespunzătoare unei forte

axiale de 389.6 KN din secţiunea A a stalpilor.


19/57

19

Modelarea consolid ării cu fibra de carbon (FRP)

Pentru a spori ductilitatea stalpilor din beton armat, s-a considerat confinarea lor cu polimeri arma ţi cufibre de carbon. Ţesătura s-a aplicat în straturi orizontale, efectul ei fiind de confinare a betonului.Efectul confinării cu fibra de carbon a fost determinat în concordanta cu [24], şi a constat în creşterearezistentei betonului la compresiune şi a ultimei deformaţii de la 0.005 la 0.02. În final, rezulta un mai bun comportament al stalpilor confina

ţi, vezi Figura 16. Rezistenta la compresiune corespunz

ătoare

punctului de balans creste de trei ori ( de la 987 kN la 2771 kN pentru secţiunea A a stalpilor), iar cea amomentului capabil corespunzătoare unui efort axial de 389.6 KN cu aproximativ 20% (în secţiunea Aa stalpilor).

3.5 Evaluarea răspunsului seismic

3.5.1 Cadrul de beton armat neconsolidat (MRF)

Analizele cadrului original au demonstrat un r ăspuns seismic nesatisf ăcător al acestuia. Primaarticulaţie plastica apare în stâlp. Mecanismul plastic apare în majoritatea stâlpişor de la parter şi etajulunu (Figura 17a), dar şi în câteva grinzi de la etajul unu. De asemenea deplasările relative de nivel lastarea limita ultima indica concentr ări ale deterior ărilor la primele doua nivele (Figura 19). Rotiri plastice ultime corespunzătoare stării limita de prevenire a colapsului apar mai întâi în stâlpi (Figura18). Se poate observa ca structura are o ductilitate globala limitata, deoarece stâlpii ating starea limitade prevenire a colapsului la o deplasare la vârf de patru ori mai mica decât cerin ţa de deplasare datorataacţiunii seismice. Perioada fundamentala de vibraţie şi cerinţa de deplasare la starea limita ultima pentru cadrul de beton armat original precum şi pentru câteva soluţii alternative de consolidare sunt prezentate în Tabelul 7.

3.5.2 Reabilitarea cu contravântuiri cu flambaj impiedecat

Reabilitarea cu contravântuiri cu flambaj impiedecat a crescut considerabil rezistenta şi rigiditateastructurii (Figura 18), scăzând cu aproximativ 50% cerinţa de deplasare la starea limita ultima. Primelearticulaţii plastice sunt formate în stâlpi, fiind urmate de cele din contravântuiri şi din grinzi.Mecanismul plastic implica din nou primele doua nivele (Figura 17b) şi (Figura 18). Aceasta soluţie deconsolidare reduce deteriorarea globala în structura datorita scăderii numărului de articulaţii plasticeformate în elementele de beton armat la cerinţa de deplasare (Figura 17b). Oricum, performantaseismica r ămâne nesatisf ăcătoare, deoarece deformaţiile inelastice corespunzătoare stării limita de prevenire a colapsului sunt înregistrate în stâlpi, contravântuiri şi grinzi înaintea atingerii cerinţei dedeplasare.

3.5.3 Consolidarea cu polimeri arma ţ i cu fibre de carbon (FRP)

Ca şi o alternativa a reabilitării cu contravântuiri cu flambaj impiedecat, a fost investigata posibilitateaîmbunătăţirii performantei seismice prin confinarea stalpilor cu FRP. Ţesătura de FRP s-a considerataplicata doar în direcţie orizontala, ceea ce asigura o confinare a betonului dar care nu acţionează ca şio armatura suplimentara. Efectul aplicării FRP a fost o creştere a rezistentei la compresiune şi aductilităţii stalpilor, dar doar o creştere uşoara a rezistentei la încovoiere.R ăspunsul global al structurii nu s-a schimbat semnificativ datorita aplicării FRP-ului (Figura 18), dardeformaţia ultima a stalpilor (corespunzătoare stării limita de prevenire a colapsului) a fost redusa. Înacest fel, primele articulaţii plastice se formează în grinzi iar în ceea ce priveşte deformaţia ultima astalpilor este atinsa la o cerinţa de deplasare mai mare decât în cazul cadrului original (Figura 17c şi


20/57

20

Figura 18). De asemenea, deplasarea la vârf şi cerinţa de deplasare relativa de nivel la starea limitaultima nu se schimba semnificativ în comparaţie cu cadrul iniţial.

3.5.4 Consolidare cu contravântuiri împiedecate la flambaj (BRB) şi polimeri arma ţ i (FRP)

Consolidarea cadrului de beton armat cu ajutorul contravântuirilor cu flambaj impiedecat nu a eliminatcedarea elementelor de beton armat. De aceea, s-a considerat o consolidare care îmbină metodele FRP

şi BRB.

Efectul principal al sistemului BRB este îmbunătăţirea caracteristicilor globale la nivel de for ţa -deformaţie (creste rezistenta şi rigiditatea), în urma cărora rezulta o scădere a cerinţei de deplasare lastarea limita ultima (Figura 18). Pe de alta parte, tehnica FRP îmbunătăţeşte comportarea locala astalpilor prin creşterea ductilităţii, acesta fiind motivul atingerii deformaţiei ultime după cerinţa dedeplasare. De asemenea trebuie specificat ca primele articulaţii plastice în stâlpi sunt atinse în stâlpiineconfinaţi de la etajul doi. În consecinţă, stâlpii sufer ă avarii mai reduse (Figura 17d şi Figura 18).Cerinţele inelastice în grinzi şi în contravântuiri sunt încă mari. Deformaţiile ultime de prevenire acolapsului în contravântuiri şi în grinzi sunt atinse la o deplasare de vârf mai mica decât cerinţa dedeplasare la starea limita ultima.

3.5.5 Consolidarea cu BRB şi FRP utilizând o proiectare slab-disipativa

Cerinţele mari inelastice de deplasare în elementele disipative (contravântuirile cu flambaj impiedecat)şi în elementele de beton armat existente, sunt par ţial cauzate de conţinutul de frecvente al spectrului der ăspuns din Bucureşti. Acesta este caracterizat de o valoare mare a perioadei de colt TC care esteatribuita condiţiilor de teren moale din Bucureşti. Cerinţele inelastice sunt mai mari când perioadafundamentala a structurii este mai mica decât perioada de colt TC. În consecinţa, dimensionareasistemului disipativ (contravântuirile cu flambaj impiedecat) ar trebui realizat pe baza unui factor decomportare q mai mic decât cel de referinţa. În aceasta ipoteza, s-a considerat un nou sistem, compusdin consolidarea cu FRP a stalpilor şi reabilitarea globala cu BRB, unde contravântuirile au fostdimensionate bazându-ne pe for ţele seismice corespunzătoare unui factor de comportare q egal cu 3.Practic, în acest mod, aria secţiunii contravântuirilor cu flambaj impiedecat a fost dublata în raport cucele determinate în subcapitolul precedent.După cum se poate observa din Figura 18, rezistenta globala a sistemului creste în raport cu cea asistemului dimensionat cu un factor q=6. În schimb, rigiditatea creste uşor. Cerinţele de deplasarerelativa de nivel se concentrează în primele doua niveluri (Figura 19), dar sunt mult mai mici decât pentru celelalte soluţii de consolidare. Astfel, deşi r ăspunsul global structural este îmbunătăţit,deformaţiile inelastice în contravântuiri şi în grinzi sunt încă mici fata de cerinţa de deplasare.

Tabelul 7. Perioadele fundamentale de vibraţie şi cerinţele de deplasareTipul Structurii Perioada T [s] Cerinţa de deplasare dt [m]MRF + FRP + BRB (q=3) 0.54 0.164MRF + FRP + BRB (q=6) 0.64 0.222MRF + BRB (q=6) 0.64 0.224MRF+FRP 1.0 0.395MRF 1.0 0.39


21/57

21

a) MRF b) MRF+BRB(q=6) c)MRF+FRP

d) MRF+FRP+BRB (q=6) e) MRF+FRP+BRB (q=3)Figura 17. Distribuţia articulaţiilor plastice la starea limita de prevenire a colapsului

Curbele Pushover

0

50

100

150

200

250

0 0.1 0.2 0.3 0.4

Deplasarea la varf [m]

F o r t a d e b a z a [ K N ]

BRB-CP Beam-CP Column-CP N2-Target Displacement

...

MRF

MRF+FRP

MRF+BRB

MRF+FRP+BRB(q=6)

MRF+FRP+BRB(q=3)

Figura 18. Curbele pushover pentru cadrele

analizate.

0.000 0.010 0.020 0.030 0.040 0.050 0.060 0.070

Deplasarea relativa de niv el [rad]

1

2

3

N u m a r u l d e e t a j e

MRF MRF+FRP MRF+BRB (q=6)

MRF+FRP+BRB (q=6) MRF+FRP+BRB (q=3)

Figura 19. Cerinţele de deplasare relativa denivel.

4. Concluzii

Cadrele din beton armat dimensionate doar la încărcări gravitaţionale aflate în zone cu seismicitateridicata sau moderata, au nevoie de reabilitare seismica pentru a îndeplini cerinţele moderne de proiectare antiseismica. În aceasta lucrare s-a studiat consolidarea acestor tipuri de structuri utilizândsistemul de contravântuiri cu flambaj impiedecat. Efectul principal al sistemului de contravântuiridisipative este îmbunătăţirea rezistentei şi rigidităţii globale a structurii. Totuşi, aplicarea

contravântuirilor disipative nu este suficienta pentru o performanta seismica corespunzătoare. În plus,elementele structurale de beton armat ar trebui consolidate. Soluţia cea mai convenabila pare a fiaplicarea de polimeri armaţi cu fibre pe grinzi şi stâlpi.Investigaţiile întreprinse au demonstrat ca reabilitarea seismica a cadrelor de beton armat neseismice nu poate fi îndeplinita doar prin simpla aplicare a unui sistem ductil şi disipativ de contravântuiri f ăr ă oconsolidare adecvata a elementelor de beton armat.În analiza de fata a fost analizata doar confinarea stalpilor cu polimeri armaţi cu fibre. Performantaseismica a cadrelor reabilitate cu contravântuiri împiedecate la flambaj ar fi mai buna daca dac ă atâtgrinzile, cat şi stâlpi ar fi consolidaţi cu polimeri armaţi cu fibre. De fapt, daca consolidarea cu polimeri


22/57

22

armaţi cu fibre ar fi suficient de efectiva, grinzile şi stâlpii al lucra doar în domeniul elastic, în timp cesistemul ductil de contravântuiri cu flambaj impiedecat ar fi responsabil de comportamentul disipativ alstructurii.

Bibliografie

[1] Priestley, M.J.N., (1997) Displacement-Based Seismic Assessment of Reinforced ConcreteBuildings, Journal of Earthquake Engineering, Vol. 1, No.1, 157-192[2] Kunnath, K., Hoffman, G., Reinhorn, A.M, and Mander, B., (1995) "Gravity-Load-DesignedReinforced Concrete Buildings – Part I: Seismic Evaluation of Existing Construction", ACI StructuralJournal, V.92, No.3, 343-354.[3] Park, R., (2002) "A Summary of Results of Simulated Seismic Load Tests on ReinforcedConcrete Beam-Column Joints, Beams and Columns with Substandard Reinforcing Details", Journal ofEarthquake Engineering, Vol. 6, No.2, 147-174[4] Cosenza, E., Manfredi, G., and Verderame, G.M., (2002). Seismic Assessment of Gravity LoadDesigned R.C. Frames: Critical Issues în Structural Modelling, Journal of Earthquake Engineering,Vol. 6, special issue No.1, 101-122

[5] Calvi, G.M., Magenes, G., and Pampanin, S., (2002) "Relevance of Beam-Column JointDamage and Collapse în RC Frame Assessment", Journal of Earthquake Engineering, Vol. 6, specialissue No.1, 75-100.[6] Ghobarah, A., Abou Elfath, H (2001). Rehabilitation of a reinforced concrete frame usingeccentric steel bracing. Engineering Structures Vol. 23: 745–755.[7] Mazzolani, F. M., Della Corte, G. and Faggiano, B. (2004). Full scale testing and analysis ofinnovative techniques for seismic up-grading of RC buildings. International Colloquium: RecentAdvances and New Trends în Structural Design, May 7-8 2004, Timisoara, Romania.[8] Schmidt, K., Dorka, U.E., Taucer, F., Magonette, G. (2004). Seismic Retrofit of a Steel Frameand a RC Frame with HYDE Systems. European Laboratory for Structural Assessment (ELSA). Reportno. EUR 21180 EN.

[9] Bouwkamp, J., Gomez, S., Pinto, A., Varum, H., Molina, J. (2001). Cyclic Tests on R/C FrameRetrofitted with K-Bracing and Shear-Link Dissipator. European Laboratory for Structural Assessment(ELSA). Report no. EUR 20136 EN.[10] Balendra, T., Yua, C. H. and Lee, F. L. (2001). An economical structural system for wind andearthquake loads. Engineering Structures, Volume 23, Issue 5: 491-501.[11] Uang, C.-M., Nakashima, M. and Tsai, K.-C. (2004). Research and Application of Buckling-Restrained Braced Frames. Steel Structures 4 (2004): 301-313. [12] Brown, A. P., Aiken, I. D., Jafarzadeh, F. J. (2001). Buckling Restrained Braces Provide theKey to the Seismic Retrofit of the Wallace F. Bennett Federal Building. Modern Steel Construction,August, 2001.[13] Japan Building Disaster Prevention Association (2005). Recent Development of SeismicRetrofit Methods în Japan. http://www.kenchiku-bosai.or.jp/srm.PDF.[14] Eurocode 8 (January 2003) Design of structures for earthquake resistance, Part 1: General rules,seismic actions and rules for buildings, DRAFT No 6, Version for translation (Stage 49). CEN -European Committee for Standardization[15] Eurocode 2 (December 2003) Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rulesfor buildings FINAL DRAFT prEN 1992-1-1. CEN - European Committee for Standardization[16] Eurocode 3 (2003). Design of steel structures. Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings.CEN - European Committee for Standardization.[17] AISC (2005). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of SteelConstruction, Inc. Chicago, Illinois, USA.


23/57

23

[18] Fajfar, P. (2000) A Nonlinear Analysis Method for Performance Based Seismic Design înEurocode 8 Annex B (Informative) Determination of the target displacement for nonlinear static(pushover) analysis.[19] P100-1/2006 (2006). Cod de proiectare seismica - Partea I - Prevederi de proiectare pentrucladiri[20] FEMA 356, (2000) Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings,Federal Emergency Management Agency, Washington (DC).[21] Park, R. & Paulay, T (1975) Reinforced Concrete Structures, New Zealand ,John Wiley &Sons, Inc., New York.[22] Paulay, T. and Priestley, M.J.N., (1992) Seismic Design of Reinforced Concrete and MasonryBuildings, John Wiley & Sons, Inc., New York.[23] Newell, J.& Higgins, C. (n.d.) Steel Confined Yielding Damper For Earthquake ResistantDesign ,NHMJ Young Researchers Symposium June 21,2003,http://cee.uiuc.edu/sstl/nhmj/ppt/Newell.ppt [24] FIB Bulletin 14/2001 Externally bonded FRP reinforcement for RC structures


24/57

24

Anexa 2

DISPOZITIVE SERB PENTRU CONTROLUL, LIMITAREA ŞI AMORTIZAREADEPLASĂRILOR RELATIVE DE NIVEL A CLĂDIRILOR ÎNALTE

1. PREZENTARE GENERALA

Efectul actiunilor dinamice (cutremure, vant, explozii) asupra constructiilor depinde atat deintensitatea actiunii dinamice cat si de raspunsul constructiilor la actiunea dinamica, care, la randul lui,depinde de acordarea sau dezacordarea miscarii proprii a constructiei cu actiunea dinamica si decapacitatea de amortizare a ei.

Avand in vedere ca, in general, pentru teritoriul Romaniei actiunea dinamica cea maiimportanta asupra constructiilor este actiunea seismica, in continuare, in cadrul prezentarii ne vomreferi in special la comportarea constructiilor la actiuni seismice.

Actiunea seismica este o actiune dinamica fortata care se aplica bazei constructiei pe un timprelativ scurt, intr-un numar mediu de 20 – 60 cicluri de oscilare de amplitudine variabila, avand perioade dominante cuprinse intr-un interval care, pentru teritoriul Romaniei, este cuprins intre 0.1 si

1.6 sec, conform Codului Seismic P100/2006 [1].Excitatia seismica poate transfera constructiei o cantitate de energie pe un ciclu de vibrare egala

cu energia seismica sau mai mica, functie de modul in care miscarea proprie a cladirii este corelata.Din punct de vedere dinamic, o constructie (impreuna cu terenul de fundare aferent) este un

sistem oscilant care poate acumula energie cinetica si potentiala de la actiunea seismica, de cateva orimai mare sau mai mica decat energia seismica aferenta unui ciclu de oscilare. Fata de actiuneaseismica, o constructie poate fi supraacordata, in rezonanta cu miscarea seismica sau subacordata.

Constructii supraacordate. In cazul in care perioada proprie T dominanta a constructiei,luand in considerare si interactiunea teren – structura, este de cel putin doua ori mai mica decat perioada dominanta din miscarea seismica ( ) BT T < , constructia este supraacordata fata de miscarea

seismica. In acest caz, energia cinetica maxima acumulata in sistemul oscilant contstructie- teren defundare este energia seismica aferenta unui ciclu de oscilare, iar energia potentiala este foarte mica. Nivelul maxim de energie seismica acumulat in cladire depinde de rigiditatea ansamblului cladire –teren, respectiv de departarea perioadelor proprii de vibrare ale cladirii (in sensul miscarii lor) de perioadele dominante din actiunea seismica.

Constructii in rezonanta cu miscarea seismica. In cazul in care perioada proprie dominanta aconstructiei este in vecinatatea perioadei dominante din miscarea seismica ( )C B T T T ≤≤ , constructiaeste in regim de rezonanta cu miscarea seismica. In acest caz, energia cinetica si potentiala maximaacumulata in sistemul oscilant cladire – teren este de cateva ori mai mare decat energia seismicaaferenta unui ciclu de oscilare.

Nivelul maxim de energie seismica acumulat in constructie depinde numai de capacitatea dedisipare a energiei transferat de la miscarea seismica a terenului la constructie.

Constructii subacordate fata de miscarea seismica. In cazul in care perioada propriedominanta a constructiei, lund in considerare si interactiunea teren – structura, este mai mare de cel putin 2 ori decat perioada dominanta din miscarea seismica ( )C T T 2> , constructia este subacordatafata de miscarea seismica. In acest caz, energia cinetica si potentiala maxima a cladirii este mult maimica decat energia seismica maxima pe un ciclu de oscilare. Nivelul maxim al celor doua energii estefunctie de capacitatea de amortizare a cladirii si el creste cu cresterea capacitatii de amortizare a


25/57

25

cladirii. Acesta crestere se datoreaza faptului ca ponderea actiunii seismice transmisa cladirii prin fortede amortizare creste. Daca o constructie este subacordata fata de miscarea seismica, energia cineticaeste mai mica decat energia potentiala a ei.

In toate regimurile de comportare a unei constructii fata de actiunea seismica, existenta uneicapacitati de disipare a energiei, de pana la maximum 30% din energia potentiala acumulata deconstructie este benefica pentru raspunsul seismic intrucat raspunsul seismic. Aceasta se datoreazafaptului ca raspunsul seismic al unei constructii este dat de un numar mare de moduri proprii de vibraredependente de distributia de masa si rigiditate a constructiei si o miscare seismica contine mai multecomponente periodice importante, de perioade diferite.

Din acest motiv, o constructie nu se gaseste intr-un regim “pur” de comportare dinamica,supraacordat, rezonanta sau subacordat.

Daca se tine seama de faptul ca actiunile seismice de la acelasi focar au componenta spectraladiferita, trebuie sa luam in considerare faptul ca regimul de comportare dinamica a constructiei se poatemodifica de la un cutremur la altul.

Introducerea unei capacitati de amortizare mai mare de 30% exprimata in fractiuni deamortizare critica, duce la un transfer mai mare de energie seismica de la terenul de fundare laconstructie, ceea ce poate avea efecte nefavorabile asupra comportarii dinamice a ei.

Conform codului de proiectare seismica P100/2006, politica actuala de asigurare a constructiilorla cutremure este de a se accepta degradarile controlate la actiunea seismica de cod, cunoscute subdenumirea de “articulatii plastice”.

Dupa aparitia articulatiilor plastice rigiditatea cladirii se reduce si creste capacitatea deamortizare a constructiei. Una dintre problemele care trebuie avute in vedere daca se accepta articulatii plastice este ca, dupa aparitia acestora, cladirea sa nu intre in zona de amplificare maxima (rezonanta)cu miscarea seismica. Solutia ideala este ca prin degradare rigiditatea cladirii sa se reduca in asa felincat constructia sa iasa din zona de rezonanta cu miscarea seismica prin cresterea perioadei proprii devibrare a cladirii peste perioada de colt C T specifica amplasamentului si sa treaca in zona de izolare

(subacordare), ( )C T T > .De asemenea, din punct de vedere tehnic, trebuie analizat daca acceptarea articulatiilor plastice

salveaza intotdeauna constructia de la prabusire la o actiune seismica mai mica sau egala cu cea

prevazuta in Codul de proiectare P100/2006 pentru zonele afectate de cutremurele intermediarevrancene la care perioadele dominante din miscarea seismica sunt mari.

Acceptarea de articulatii plastice este o solutie care in multe cazuri nu prezinta suficientasiguranta pentru cutremurele lente, cum sunt cutremurele intermediare vrancene si in viitor trebuiegasite alte solutii la care disiparea energiei seismice sa se realizeze prin dispozitive mecanice inseratein constructie si nu prin degradarea elementelor structurale.

Pentru cutremurele lente cu perioade proprii dominante in actiunea seismica cuprinse intre 0.5 –1.6 sec. acceptarea de articulatii plastice poate conduce la marirea transferului de energie de la actiuneaseismica la constructie si la suprasolicitarea elementelor structurale prin marirea deformatiilor relativede nivel, care, in final duc la distrugerea constructiilor. Acest fenomen se produce datorita faptului casistemul oscilant format din constructie si teren de fundarepoate acumula o cantitate mare de energie

cinetica si potentiala ceea ce duce la o amplificare mare a raspunsului seismic al constructiei.Din punct de vedere economic si social, acceptarea articulatiilor plastice la o constructie nu esteo solutie neeficienta avand in vedere complicatiile si cheltuielile care sunt necesare reabilitarii cladirii pentru a o aduce la nivelul de siguranta initial dupa un cutremur major.

2. FUNDAMENTAREA MATEMATICA A COMPORTARII DINAMICE A UNEICONSTRUCTII LA ACTIUNI DINAMICE


26/57

26

O constructie supusa unei actiuni dinamice (cutremur, vant, explozii etc.) este un sistem oscilant pus in miscare de vibrare de o actiune fortata aplicata bazei (vezi figura 2.1), in cazul cutremurelor saumasei, in cazul vantului.

Pentru a putea vedea modul in care se poate reduce incarcarea dinamica totala (actiune +raspuns) care solicita elementele structurale ale constructiei, se analizeaza comportarea acesteia pe unsistem oscilant cu un grad de libertate supus unei actiuni dinamice armonice. In analize, consideramcazul cand actiunea dinamica se aplica bazei sistemului.

Concluziile care se obtin pe baza unei asemenea analize pot fi utilizate pentru judecatiingineresti pentru cazuri reale, intrucat o actiune dinamica se poate descompune intr-un numar decomponente armonice, iar miscarea proprie a constructiei in moduri proprii de vibrare, care din punctde vedere matematic sunt sisteme oscilante simple cu parametri echivalenti.

In analiza efectuata, se considera numai perioada dominanta de vibratie a cladirii T (acea perioada de vibrare care antreneaza in miscare un procent maxim din masa cladirii) si perioadadominanta din miscarea seismica sT (perioada armonicii de amplitudine maxima din spectrul de

raspuns al terenului). Pentru exemplificare, se va analiza variatia energiei cinetice si potentiale asistemului oscilant (cladire – teren de fundare) in diferite situatii posibile determinate de cinematicacutremurelor si dinamica cladirilor:

1. Daca sT T 〈〈 energia totala maxima a cladirii este egala cu energia seismica corespunzatoareunui ciclu de oscilare a terenului (sistemul oscilant nu acumuleaza energie);

2. Daca sc s T T

T 2

2〈〈 energia totala maxima a cladirii poate sa fie de 4 ÷ 25 ori mai mare

decat energia corespunzatoare unui ciclu de oscilare a terenului (sistemul oscilantacumuleaza o cantitate mare de energie, iar valoarea maxima este dependenta de capacitateade disipare a sistemului oscilant).

3. Daca sc T T 2〉〉 energia totala maxima a cladirii este de 4 ÷ 25 ori mai mica decat energiaseismica corespunzatoare unui ciclu de oscilare a terenului (excitatia data de miscareaseismica a terenului practic, nu transfera energie sistemului oscilant).

Capacitatea de amortizare a sistemului poate sa scada nivelul energiei mecanice maximeacumulate de cladire in cazul 2, poate sa creasca nivelul energiei maxime acumulate pentru cazul 3 si practic, nu are influenta in cazul 1.

Pentru a pune in evidenta diferentele mari care pot sa apara in comportarea unor constructii(sisteme oscilante) atunci cand sunt afectate de actiuni dinamice de aceeasi intensitate dar cucomponente spectrale diferite, este necesara o modelare matematica simpla a constructiilor prinaproximarea acestora cu un sistem cu un grad de libertate (SDOF) la care se modifica perioada propriede vibrare pentru a analiza toate situatiile posibile in care se poate gasi o constructie fata de actiuneaseismica.

Scopul acestei modelari il constituie punerea in evidenta a cazurilor de comportare dinamica

diferita in care se poate afla o constructie in raport cu actiunea dinamica (cutremurul).Cazurile se stabilesc functie de raportul dintre perioada proprie de vibrare a constructiei T si perioadele de repetitie a armonicei dominante din actiunea seismica sT . Pentru definirea cazurilor

consideram ca actiunea dinamica are o singura componenta armonica importanta sT .

In aceasta situatie se pun in evidenta 5 domenii caracteristice de comportare dinamica aconstructiilor (in realitate exista o infinitate de cazuri dar acestea se incadreaza intr-unul din cele 5cazuri), notate astfel:


27/57

27

1. Cazul A, sistem rigid, cand perioada proprie de vibratie a sistemului oscilant T este mult mai micadecat perioada dominanta din actiunea dinamica a miscarii seismice sT . In lipsa altor informatii se

poate considera 2 sT T < .2. Cazul B, sistem supraacordat, cand perioada proprie de vibratie a sistemului oscilant T este mai

mica decat perioada dominanta din actiunea dinamica a miscarii seismice sT . In lipsa altor

informatii se poate considera 22 s s T T T ≤≤ .

3. Cazul C, sistem in rezonanta, cand perioada proprie de vibratie a sistemului oscilant T este invecinatatea perioadei dominante din actiunea dinamica a miscarii seismice sT . In lipsa altor

informatii se poate considera s s T T T 22 .

Abordarea matematica se concentreaza asupra analizei in frecventa a raspunsului sistemuluioscilant din care rezulta conditiile de realizare a unei constructii pentru a fi afectata cat mai putin deviitoarele cutremure.

Se considera sistemul oscilant simplu - SDOF - care poate idealiza o constructie de masa, m ,amortizare, c , (proportionala cu viteza de vibrare) si rigiditate, k , (proportionala cu deformarearelativa). Sistemul oscilant este supus unei actiuni dinamice avand o perioada de repetitie dominantaaplicata a suportului, notata cu ( )t u s , care in analize o aproximam cu o miscare armonica de perioada

sT de forma:

( ) t At u s Ω= sin , sT

π 2=Ω (1)

Deplasarea, viteza si acceleratia totala a masei m sunt ( ) ( ) ( )t ut xt y += , ( ) ( ) ( )t ut xt y &&& += sirespectiv ( ) ( ) ( )t ut xt y &&&&&& += , unde ( ) ( ) ( )t xt xt x &&& ,, sunt deplasarea, viteza si respectiv acceleratia relativa,iar ( )t u , ( )t u& si ( )t u&& sunt deplasarea, viteza si acceleratia de transport a suportului sistemului.

Daca se introduc marimile: fractiunii amortizarii critice2

c

m β

ω = , frecventei unghiulare

k

mω = , avem

f T

12==

ω

π ,

Ω= π 2

sT , amplitudinea acceleratiei suportului2Ω= Aa . Ecuatiile de

miscare ale sistemului oscilant scrise in termeni de deplasare relativa ( ) x t si respectiv deplasare totala( ) y t sunt:

( ) ( ) ( ) ( )t umt kxt xct xm s&&&&& −=++ (2a)( ) ( ) ( ) ( ) ( )t uct kut kyt yct ym s s &&&& +=++ , (2b)

Ecuatiile (2a) si (2b) sunt echivalente din punct de vedere matematic, dar din punct de vedere alsemnificatiei fizice, termenul liber, in ecuatia (2a), reprezinta forta de inertie ce actioneaza asupra unuisistem oscilant rigid si semirigid, si respectiv in ecuatia (2b) reprezinta suma dintre forta elastica siforta de amortizare ce actioneaza asupra unui sistem flexibil si foarte flexibil.


28/57

28

Fig. 2.1. Sistem cu un singur grad de libertate SDOF

Pentru un SDOF flexibil si in special foarte flexibil, actiunea dinamica este reprezentata de fortaelastica si forta de amortizare rezultata din deformarea legaturii sistemului oscilant fata de structurasuport. In acest caz, forta de inertie ( )t um && nu se aplica la intreaga masa a constructiei intrucat cea maimare parte a ei ramane pe loc si se misca terenul, iar legatura cu constructia se deformeaza fara aantrena toata masa constructiei. Actiunea asupra constructiei se face cu forta elastica aferenta deplasariiterenului si forta de amortizare aferenta vitezei terenului.

Pentru a determina valorile maxime (amplitudinile) ale raspunsului dinamic si modul de variatiea parametrilor ce caracterizeaza raspunsul dinamic cu raportul dintre perioada de vibratie a sistemuluioscilant T si perioada de repetitie a armonicii dominante din actiunea dinamica sT se efectueaza o

analiza in domeniul frecventei a comportarii SDOF.

Rezultatele analizei pun in evidenta modurile posibile de realizare a constructiilor pentru aacumula o cantitate minima de energie cinetica si potentiala de la actiunea dinamica (vant saucutremur).

Functie de modul in care sistemul oscilant cladire-teren de fundare intra in rezonanta sau regimde izolare cu miscarea seismica, solicitarea dinamica totala la care este supusa cladirea poate sa fieuzual de 2 – 5 ori mai mare sau de 2 – 5 ori mai mica decat actiunea seismica.

Aceasta variatie mare depinde de modul in care miscarea seismica (excitatia) reuseste sau nu satransfere pe fiecare ciclu de oscilare energie cladirii, care se acumuleaza in sistemul oscilant cladire –teren de fundare, ducand la amplificarea vibratiilor cladirii cu marirea corespunzatoare a starii deeforturi, deformatii sau a ambelor.

Un procent cuprins intre 5 - 30% din energia mecanica transferata cladirii intr-un ciclu devibrare poate sa fie disipata sub forma de energie termica prin frecarea din elementele structurale sinestructurale sau in dispozitivele mecanice de amortizare a vibratiilor special prevazute la cladire.

Analiza in frecventa este conservativa fata de analiza in timp, intrucat se refera la un regimstationar de comportare a sistemului oscilant constructie – teren de fundare, care de multe ori nu seatinge in cazul unui cutremur, din cauza duratei mici a acestuia, dar ofera o analiza calitativa mai bunaa fenomenelor si fundamentarea solutiilor ingineresti de proiectare.

Pentru a realiza judecati valabile pentru orice tip de constructie si orice tip de actiune seismica,analizele se realizeza cu marimi specifice la unitatea de masa a sistemului oscilant. De asemenea,raspunsul sistemului oscilant se prezinta functie de raportul dintre perioada proprie de vibrare asistemului oscilant si perioada de repetitie a oscilatiilor din excitatia aplicata bazei sistemului.

( )t u


29/57

29

Variabilele utilizate la analiza in frecvente a raspunsului sistemului oscilant cat si celecorespunzatoare analizei in timp sunt prezentate in paralel in continuare:

analiza in timp analiza in frecventadeplasarea relativa X amplitudinea deplasarii relative

y deplasarea totala Y amplitudinea deplasarii totale

u deplasarea terenului U amplitudinea deplasarii terenuluifrecventa unghiulara a sistemului Ω frecventa unghiulara a excitatiei

β fractiunea amortizarii critice defazajul intre actiune si raspuns

ce energia cinetica a sistemului specificaunitatii de masa a sistemului oscilant

c E amplitudinea energiei cinetice a sistemuluispecifica unitatii de masa a sistemuluioscilant

cw energia potentiala a sistemului specificaunitatii de masa a sistemului oscilant

pW amplitudinea energiei potentiale asistemului specifica unitatii de masa asistemului oscilant;

se energia seismica a terenului specificaunitatii de masa a sistemului oscilant

s E amplitudinea energiei seismice a terenuluispecifica unitatii de masa a sistemului

oscilant; f p puterea de amortizare a sistemului

specifica unitatii de masa a sistemuluioscilant

f P amplitudinea puterii de amortizarespecifica specifica unitatii de masa asistemului oscilant;

e p puterea transferata de la actiuneadinamica la sistem specifica unitatii demasa a sistemului oscilant

e P amplitudinea puterii de transfer intresistem si excitatie specifica unitatii demasa a sistemului oscilant

Amplitudinea energiilor cinetice si potentiale, acumulata de sistemul oscilant, datorita actiuniidinamice se reprezinta tot ca o marime specifica raportata atat la masa sistemului oscilant cat si laenergia maxima a excitatiei pe un ciclu de oscilare.

Energia cinetica si potentiala raportata la unitatea de masa a sistemului oscilant exprimata infunctie de viteza absoluta si deplasarea relativa sunt date de relatiile:

2

2

1 y E c &= , respectiv

22

2

1 xW p ω = (3)

Energia totala a sistemului este data de relatia:

( )2222

1 x yW E E pcT ω +=+= & (4)

Amplitudinile energiilor cinetice si potentiale specifice masei sistemului oscilant raportata la

amplitudinea energiei sursei:

sc E r r

r r E ⋅

+−+

=2222

222

4)1(

)4(

β

β (5)

s p E r r

r W ⋅

+−=

2222

2

4)1( β (6)

Pentru ca un sistem oscilant sa raspunda la incarcarile dinamice cu amplificari mai mici sauegale decat la incarcarile statice de aceeasi intensitate (fara amplificare) este necesar ca amplitudineaenergiei cinetice si potentiale acumulate in sistemul oscilant sa fie mai mica sau egala cu amplitudineaenergiei excitatiei:


30/57

30

sc E E ≤ si s p E W ≤ (7)

Pentru energia cinetica avem:

2

1≥

Ω=r , sau 2≥

sT

T sT T 41,1≥ (8)

Indiferent de amortizarea sistemului oscilant, (valoarea lui β ) energia cinetica este mai mica

decat energia sursei pe un ciclu de oscilare daca perioada proprie de vibratie a sistemului oscilant T este mai mare cu 41% decat perioada dominanta a excitatiei sT .

In acest caz, se poate afirma ca sistemul oscilant se comporta la incarcari dinamice mai bine saula fel ca la incarcarile statice de aceeasi intensitate din punct de vedere al energiei acumulate.

Conditia ca energia potentiala maxima a sistemului oscilant sa fie mai mica sau egala cu energiamaxima a sursei este dependenta de amortizarea sistemului oscilant si corespunde unei perioade devibratie a sistemului oscilant mai mare decat sT 41,1 . Aceasta dependenta se datoreaza faptului ca forta

de amortizare contribuie si la transferul de energie de la excitatie la sistemul oscilant.Pentru un 30,0= β rezulta sT T 88,1> , astfel incat pentru ca solutia de izolare sa fie eficienta

este necesar ca perioada proprie de vibratie a cladirii sa fie practic de doua ori mai mare decat perioada

dominanta a miscarii seismice din amplasament sT T 2> . Pentru zona Bucuresti este necesar ca perioada proprie de vibratie a cladirilor izolate seismic sa fie mai mare de 3,2 sec intrucat perioada decolt din spectrul de raspuns al terenului este 6,1=C T sec.

In fig. 2.2 si 2.3 sunt prezentate variatia amplitudinii energiei cinetice si potentiale a sistemuluioscilant pentru %5= β si %20= β .

0.001

0.01

0.1

1

10

100

1000

0.1 1 10

r atio = T/Ts

K i n e t i c a n d P o t e n t i a l e n e r g y

Ekin Wpot

Fig. 2.2. Amplitudinea energiilor cinetice si potentiale ale sistemului oscilant fata deamplitudinea excitatiei functie de S T T . %5= β .

2=ratio63.0=ratio

61.1=ratio


31/57

31

0.001

0.01

Consolidare Cu Contrav. Metallice

Documents

Transcript of Consolidare Cu Contrav. Metallice