STUDII ŞI CERCETĂRI PRIVIND SOLUŢII DE

1

ing. Gabriela GHERGHEL

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT

STUDII ŞI CERCETĂRI PRIVIND SOLU ŢII DE

CONSOLIDARE A CONSTRUCŢIILOR AVARIATE

ŞI URMĂRIREA ÎN TIMP A ACESTORA

STUDIES AND RESEARCHES REGARDING

STRENGTHENING SOLUTIONS FOR DAMAGED

BUILDINGS AND ITS BEHAVIOR IN TIME

Conducător ştiinţific

Prof.univ.dr.ing. Atanasie TALPOŞI

Braşov

România

2011

UNIVERSITATEA TRANSILVANIA DIN BRA ŞOV

FACULTATEA DE CONSTRUC ŢII

CATEDRA DE CONSTRUCŢII

2

MINISTERUL EDUCA ŢIEI, CERCET ĂRII TINERETULUI ŞI SPORTULUI

UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” BRA ŞOV

BRAŞOV,B-DUL EROILOR NR.29, 500036, TEL.0040-268-413000, FAX.0040-268-410525

RECTORAT

Către,

…………………………………………………………………………………….....

Vă invităm să participaţi la susţinerea publică a tezei de doctorat intitulată: “Studii şi cercetări privind solu ţii de consolidare a construcţiilor avariate şi urmărirea în timp a acestora” ,elaborată de ing. GHERGHEL Gabriela , în vederea obţinerii titlului ştiinţific de DOCTOR, în domeniul fundamental ŞTIIN ŢE INGINERE ŞTI , domeniul INGINERIE CIVIL Ă.

Susţinerea publică se va desfăşura în ziua de 26.01.2012, ora 12,00, în Aula Univesităţii, sala UI2

COMPONENŢA COMISIEI DE DOCTORAT

Numită prin ordinul rectorului Universităţii Transilvania din Braşov Nr.4793bis din 22.09.2011

PREŞEDINTE: Conf.univ.dr.ing.Nicolae DĂSCĂLESCU

PRODECAN – Facultatea de Constrcţii Universitatea “Transilvania” din Braşov

CONDUCĂTOR ŞTII ŢIFIC: Prof.univ.dr.ing. Atanasie TALPO ŞI Universitatea “Transilvania” din Braşov

REFERENŢI Prof.univ.dr.ing. Mihai VOICULESCU Universitatea Tehnică de Construcţii din Bucureşti

prof.univ.dr.ing. Nicolae FLOREA Universitatea Tehnică “Gheorghe Asachi” din Iaşi

Prof.univ.dr.ing. Ioan TUNS Universitatea “Transilvania” din Braşov

Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să le trimiteţi pe adresa Rectoratului Universităţii Transilvania din Braşov, sau la Facultatea de Construcţii din Braşov, str.Turnului nr.5, tel.0268-548228.

3

MULŢUMIRI

Doresc să-i mulţumesc domnului prof.univ.dr.ing. Atanasie TALPO ŞI, îndrumătorul

meu ştiinţific, pentru rigurozitatea şi sprijinul acordat pe întreaga perioadă de elaborare şi

redactare a tezei de doctorat.

Imi exprim întreaga consideraţie şi mulţumire faţă de Preşedintele şi membrii

Comisiei, domnului conf.dr.ing. Nicolae D ĂSCĂLESCU din cadrul Universităţii

“Transilvania” Braşov, domnului prof.univ.dr.ing. Mihai VOICULESCU din cadrul

Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti, domnului prof.univ.dr.ing. Nicolae FLOREA

din cadrul Facultăţii Tehnice de Construcţii “Gheorghe Asachi” Iaşi, şi domnului

prof.univ.dr.ing. Ioan TUNS din cadrul Facultăţii de Construcţii Braşov, pentru

disponibilitatea şi amabilitatea cu care au acceptat să analizeze conţinutul tezei.

Mulţumesc colectivului de cadre didactice din cadrul Facultăţii de Construcţii

Braşov, şi în special domnilor şef lucrări dr.ing. Adam DOŞA, prof.univ. dr.ing. Vasile

CIOFOAIA , pentru sfaturile competente şi sprijinul acordat la elaborarea şi finalizarea

tezei.

Mulţumesc domnului dr.ing.Gheorghe IONIC Ă din cadrul firmei ALTISCAD SRL

pentru interesul şi sprijinul acordat în înţelegerea şi aplicarea corectă a programelor de

element finit.

Mulţumesc personalului de la SC COBCO LABORATOR SA Brasov şi în special

doamnei Irina PUŞCAŞ şi domnului Doru NEGUŢ pentru sprijinul acordat în realizarea

întregului experiment de laborator.

Le mulţumesc colegilor din cadrul firmei VESNI SRL Brasov şi în special domnului

ing. Georgel VELCU pentru sprijinul, încrederea şi întelegerea acordate pe parcursul

elaborării lucrării.

Nu în ultimul rând doresc să multumesc familiei pentru sprijinul constant,

înţelegerea şi răbdarea de care au dat dovadă în toată această perioadă de timp.

Decembrie 2011 ing. Gherghel Gabriela

4

Pag. teză

Pag. rezumat

CUPRINS 3 4 NOTAŢII PRESCURTATE 8 8 DEFINIŢII 8 8 SIMBOLURI FOLOSITE IN LUCRARE 8 8 CAPITOLUL 1 – STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR ŞI CUNOAŞTERII PRIVIND LUCRĂRILE DE CONSOLIDAREA CONSTRUC ŢIILOR

12 11

1.1.Importanţa consolidării construcţiilor avariate 12 11 1.2.Principii generale privind consolidările 13 11 1.3.Stadiul actual al cercetărilor şi cunoaşterii lucrărilor de consolidare

16 12

1.3.1.Lucrări şi articole de specialitate din literatura românească

16 12

1.3.2.Lucrări şi articole de specialitate din literatura străină

17 12

1.4.Norme în vigoare la data elaborării lucrării 20 13 1.5.Concluzii 25 13 1.6.Necesitatea şi obiectivul tezei de doctorat 26 13 CAPITOLUL 2 – SOLUŢII PRIVIND CONSOLIDAREA ELEMENTELOR CONSTRUCTIVE

27 14

2.1.Fundaţii 27 14 2.1.1.Fundaţii continui 27 14 2.1.2.Fundaţii izolate 29 14 2.2.Pereţi 31 14 2.3.Stâlpi 34 15 2.4.Grinzi 36 15 2.5.Planşee 37 15 2.6.Consolidări cu materiale compozite 37 15 CAPITOLUL 3 – ANALIZA TIPURILOR DE STRUCTURI UZUALE ŞI SOLUŢII DE CONSOLIDARE

40 16

3.1.Aspecte de durabilitate şi cauze de deteriorare a structurilor

40 16

3.2.Evaluări nedistructive 41 16 3.2.1.Estimarea rezistenţelor betonului 41 16 3.2.1.1.Metoda de duritate superficială a

sclerometrului Schmidt 41 16

3.2.1.2.Metoda ultrasonică de impuls 42 17 3.2.1.3.Metoda nedistructivă combinată 42 17 3.2.2.Cercetarea armăturilor 43 17 3.2.3.Cercetarea nedistructivă a îmbinărilor sudate 43 17 3.2.3.1.Examinarea vizuală 43 17 3.2.3.2.Examinarea ultrasonică combinată cu

radiaţii penetrante 43 17

3.2.3.3.Examinarea cu radiaţii penetrante 43 17 3.2.3.4.Examinarea cu lichide penetrante şi

examinarea cu pulberi magnetice 43 17

5

3.3.Structuri de zidărie portantă 44 17 3.3.1.Structuri din zidărie portantă fără sâmburi şi

centuri din beton armat 44 17

3.3.2. Structuri din zidărie portantă cu sâmburi şi centuri din beton armat

45 18

3.3.3. Soluţii de consolidare a structurilor din zidărie

46 18

3.3.3.1.Clădiri parter 46 18 3.3.3.1.Clădiri etajate 47 18 3.4.Structuri în cadre 48 19 3.4.1.Structură în cadre cu difragme din zidărie 49 19 3.4.2.Structură în cadre cu diafragme din beton

armat 49 19

3.4.3.Soluţii de consolidare a structurilor în cadre 49 19 3.5.Structuri în diafragme din beton armat 50 19 3.5.1.Soluţii de consolidare a structurilor în

diafragme 51 19

3.6.Structuri mixte:cadre metalice şi planşee din beton armat

51 20

CAPITOLUL 4 – STUDII ŞI CERCETĂRI PRIVIND SOLUŢII DE CONSOLIDARE A CONSTRUCŢIILOR AVARIATE. STUDII DE CAZ

52 20

4.1.Studiul unu de caz - Cămin de bătrâni Braşov 52 20 4.1.1.Evaluarea performanţei construcţiei 52 20 4.1.1.1.Scurt istoric 52 20 4.1.1.2.Descrierea geometriei şi structurii

iniţiale 53 20

4.1.1.3.Descrierea degradărilor şi avariilor construcţiei

59 22

4.1.1.4.Modificări ce se aduc construcţiei 61 22 4.1.1.5.Evaluarea prin calcul 61 22 4.1.2.Măsuri de consolidare 64 22 4.1.3.Evaluarea prin calcul a structurii consolidate 69 23 4.1.4.Execuţia lucrărilor de consolidare 69 23 4.1.5.Concluzii 71 23 4.2.Studiul doi de caz - Hală de producţie Târgu Secuiesc jud.Covasna

74 24

4.2.1. Evaluarea performanţei construcţiei 74 24 4.2.1.1.Scurt istoric 74 24 4.2.1.2.Descrierea geometriei şi structurii 74 24 4.2.1.3.Descrierea deficienţelor 76 25 4.2.1.4.Evaluarea prin calcul 78 26 4.2.1.5.Concluzii privind evaluarea

performanţei construcţiei 84 28

4.2.2.Proiectarea consolidării 84 28 4.2.2.1.Măsuri de intervenţie propuse 84 28 4.2.2.2.Evaluarea prin calcul a măsurilor

propuse 88 29

4.2.2.3. Evaluarea prin calcul a structurii-raportare făcută la normele noi

92 30

6

4.2.2.3.1.Structura iniţială 92 30 4.2.2.3.2.Structura consolidată 93 31 4.2.3.Soluţia tehnică şi tehnologică adoptată pentru

rezolvarea consolidării 94 31

4.2.4. Concluzii 103 32 4.3.Studiul trei de caz - Hală de producţie şi depozitare Târgu Secuiesc jud.Covasna

106 33

4.3.1. Evaluarea performanţei construcţiei 106 33 4.3.1.1. Descrierea geometriei şi structurii.

Scurt istoric 106 33

4.3.1.2.Degradări şi deficienţe 110 35 4.3.1.3. Mijloace de investigare- încercări

nedistructive 112 36

4.3.1.4.Evaluarea prin calcul 113 36 4.3.1.5.Concluzii privind evaluarea

performanţei construcţiei 114 37

4.3.2.Proiectarea consolidării 115 37 4.3.2.1.Măsuri de intervenţie propuse 115 37 4.3.2.2.Evaluarea prin calcul a măsurilor

propuse 116 38

4.3.2.3.Analiza elementelor structurale 117 39 4.3.3.Soluţia tehnică şi tehnologică adoptată pentru

realizarea consolidării 118 39

4.3.4.Concluzii 121 40 CAPITOLUL 5 - ANALIZA EXPERIMENTAL Ă PRIVIND COMPORTAREA ELEMENTELOR CONSOLIDATE

123 40

5.1.Introducere 123 40 5.2.Descrierea şi pregătirea probelor 124 40 5.2.1.Descrierea epruvetelor 124 41 Etalon A1 124 41 Etalon A2 124 41 Etalon A3 125 41 Elementul E1 125 41 Elementul E2 125 41 Elementul E3 125 41 Elementul E4 125 41 Etalon A4 126 41 Elementul A5 126 41 Etalon A6 126 41 Elementul E7 126 42 Elementul E8 126 42 Elementul E9 127 42 5.2.2.Scurtă descriere a dispozitivului de încercare 127 42 5.3.Rezultatul încercărilor 128 42 5.3.1.Incovoierea epruvetelor 128 42 5.3.2.Compresiunea epruvetelor prismatice 132 46 5.4.Interpretarea rezultatelor.Concluzii 136 48 CAPITOLUL 6 CALCULUL ELEMENTELOR ŞI VERIFICAREA NUMERICĂ PRIN METODA ELEMENTULUI FINIT A REZULTATELOR DE

137 48

7

LABORATOR 6.1. Necesitatea simulării numerice a structurii 137 48 6.2.Descrierea modelului de element finit supus la încovoiere

138 49

6.2.1. Elementul etalon 138 49 6.2.2. Elementul cămăşuit ideal 138 50 6.2.3. Elementul cămăşuit neglijent 139 50 6.3.Analiza elementului supus la încovoiere 139 50 6.3.1. Elementul etalon 139 50 6.3.2. Elementul cămăşuit ideal 147 57 6.3.3. Elementul cămăşuit necorespunzător 151 61 6.4.Analiza coeficientului de frecare 147 64 6.4.1. Elementul etalon 154 65 6.4.2. Elementul cămăşuit ideal 155 65 6.5.Analiza comparativă privind comportarea la încovoiere a elemntelor cămăşuite cu tehnologii diferite

155 66

6.6.Descrierea modelului de element finit supus la compresiune centrică

159 68

6.6.1. Elementul etalon 159 68 6.6.2. Elementul cămăşuit ideal 160 68 6.6.3. Elementul cămăşuit necorespunzător 160 69 6.7.Analiza elementului supus la compresiune centrică 161 69 6.7.1. Elementul etalon 161 69 6.7.2. Elementul cămăşuit ideal 164 72 6.7.3. Elementul cămăşuit necorespunzător 166 74 6.8.Analiza comparativă privind comportarea la compresiune centrcă a elementelor cămăşuite cu tehnologii diferite

168 76

6.9.Analiza elementului supus la compresiune şi încovoiere

169 77

6.9.1. Elementul etalon 170 77 6.9.2. Elementul cămăşuit ideal 171 78 6.9.3. Elementul cămăşuit necorespunzător 171 79 6.10.Analiza comparativă privind comportarea la compresiune cu încovoiere a elemntelor cămăşuite cu tehnologii diferite

172 80

6.11.Interpretarea rezultatelor 176 83 CAPITOLUL 7 CONCLUZII ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE

171 85

BIBLIOGRAFIE SELECTIV Ă 191 92

8

NOTAŢII PRESCURTATE b.a. beton armat b.c.a beton celular autoclavizat b.s. beton simplu ECP element precomprimat de acoperiş conf.catalog IPCT FGP element precomprimat de planşeu conf. catalog IPCT FO panou orizontal prefabricat de închidere din b.c.a. cf. catalog IPCT G6-T grindă precomprimată conf.catalog IPCT GP grindă longitudinală prefabricată de planşeu MEF calcul prin metoda elementului finit Tpt1,5 element precomprimat de planşeu conf. catalog IPCT DEFINITII Cămăşuire ideală element consolidat la care conlucrarea

betoanelor de vârste diferite este considerată teoretic ca fiind perfectă

Cămăşuire necorespunzătoare element consolidat la care conlucrarea betoanelor de vârste diferite este deficitară

SIMBOLURI FOLOSITE IN LUCRARE MAJUSCULE LATINE Aa1 aria armăturii întinse referitoare la cămaşa de beton Aa2 aria armăturii întinse referitoare la miezul de beton Abs aria secţiunii de beton fretate(din interiorul etrierilor) Acamasa aria secţiunii de beton a cămăşii Amiez aria secţiunii de beton a miezului CPideal capacitatea portantă a elementului cămăşuit ideal CPnecoresp capacitatea portantă a elementului cămăşuit necorespunzător Ea modulul de elasticitate al armăturii Eb modulul de elasticitate longitudinală al betonului E’b modulul de deformaţie al betonului Eechiv modul de elasticitate a secţiunii echivalente I momentul de inerţie al sectiunii omogene Ibc momentul de inerţie al zonei comprimate în raport cu axa neutră

Ibi momentul de inerţie al secţiunii omogene în stadiul II fisurat L forţa de lunecare Q forţa tăietoare Qb forţa tăietoare preluată de betonul comprimat Qeb forţa tăietoare preluată de etrieri şi beton Qs forţa seismică Marmatura momentul încovoietor preluat de armătura longitudinală Mcap.elastic momentul încovoietor capabil la limita superioară a stadiului elastic Mcap.f momentul încovoietor capabil final Mcamasa momentul încovoietor preluat de cămaşa elementului consolidat Mfisurare beton momentul încovoietor pentru care betonul întins atinge stadiul de

fisurare Mmiez momentul încovoietor preluat de miezul elementului consolidat Mr momentul de răsturnare

9

MII momentul încovoietor în stadiul II Mtotal momentul încovoietor capabil al secţiunii consolidate Nbt rezultanta eforturilor de întindere din beton SaxA÷axD aria plinului de zidărie (la calculul unei diafragme de zidărie) Tcf capacitatea de rezistenţă la forfecarea rostului orizontal pentru

diafragme pline din zidărie simplă; Tcm capacitatea de rezistenţă la solicitarea de compresiune excentrică a

unei diafragme din zidărie plină la nivelul de calcul; Tcp capacitatea de rezistenţă corespunzătoare condiţiei de rezistenţă la

eforturile principale de întindere pentru diafragme cu zidărie plină; P forţa de acţionează elementul/ sistemul Parmat. forţa capabilă preluată de armatura longitudinală Pbeton. forta capabilă preluată de beton R0 rezistenţa betonului la microfisurare Rc rezistenţa betonului la compresiune Rcrt rezistenţa critică a betonului (Rcrt ~(0,85…0,95)Rpr Rnormă valoarea minimă acceptată de normă la compararea rapoartelor

capacităţilor zidăriei portante. Rpr rezistenţa la compresiune a betonului determinată pe prisme Rs grad de asigurare seismic Rt – rezistenţa betonului la întindere Rt1 rezistenţa de rupere la întindere a betonului din cămaşă Rt2 rezistenţa de rupere la întindere a betonului din miez Sbi momentul static al porţiunii situate deasupra fibrei în care se

determină tb faţă de axa ce trece prin centrul de greutate al secţiunii omogene (Sbc=0,5bh1

2) [11] Scămăşuire solicitările la care se dimensionează cămaşa Sdimensionare solicitările rezultate din calcul, ce ar trebui preluate de elementul

consolidat Smiez solicitările preluate de miez Sk forţa seismică la nivelul “k” corespunzator; T perioada proprie de vibraţie Tc perioada de colţ V volumul prismei de beton Vi volumul iniţial al prismei de beton ZH înalţimea la care se aplică forţa seismică[75] LITERE MICI LATINE b lăţimea secţiunii b1; b2 lăţimea secţiunii cămăşii, respectiv a miezului de beton cpl coeficient ce ţine cont de plasticizarea parţială a betonului întins [11] cr coeficient seismic global corespunzător modului de vibraţie “r” [75] h1; h2 înălţimea sectiunii secţiunii cămăşii, respectiv a miezului de beton h01 înălţimea utilă a secţiunii de beton din cămaşă h02 înălţimea utilă a secţiunii de beton din miez ks coeficient funcţie de zona seimică de calcul a amplasamentului [75]

şi reprezintă raportul dintre acceleratia maximă a mişcării seismice a terenului şi acceleraţia gravitatională

10

n raportul dintre modulele de elasticitate ale armaturii şi betonului qe capacitatea portantă a etrierilor pe unitatea de lungime ux deformaţie în lungul axei elementului uy deformaţie transversal axei elementului x înălţimea zonei comprimate de beton yNbc distanţa de la axa neutră la rezultanta eforturilor de compresiune din

beton LITERE MARI GRECEŞTI DL deformaţiile totale în lungul axei elementului, paralel cu solicitarea Db deformaţiile totale transversal axei elementului sa1 eforturi unitare normale în armatura din cămaşa de beton sa2 eforturi unitare normale în armatura din miezul de beton sae eforturi unitare în etrieri sb efortul unitar în betonul comprimat sb1 eforturi unitare principale de întindere sbx eforturi unitare normale scamasa eforturi unitare normale în betonul din cămaşă smiez eforturi unitare normale în betonul din miez t eforturi unitare tangenţiale t0 eforturi unitare tangenţiale în beton la nivelul axei neutre tb eforturi unitare tangenţiale în beton tb max eforturi unitare tangenţiale maxime în beton τ1-1 eforturi unitare tangenţiale în beton la nivelul axei 1-1 LITERE MICI GRECEŞTI a coeficient de importanţă a construcţiei[75] d săgeata g coeficient de importanţă a construcţiei[76] k factor de calitate Y coeficient de reducere a efectelor acţiunii seismice ţinând seama de

ductilitatea structurii[75] ea1 deformaţia specifică referitor la armătura longitudinală din cămaşă ea2 deformaţia specifică referitor la armătura longitudinală din miez ebt deformaţia specifică totală a betonului er coeficient de echivalenţă între sistemul real şi un sistem cu un grad

de libertate corespunzător modului propriu “r” [75] etu deformaţia specifică limită la întindere a betonului f valoarea maximă de calcul a caracteristicii deformaţiei în timp a

betonului [11] m coeficient de frecare u coeficientul Poisson

11

CAPITOLUL 1 STADIUL ACTUAL AL CERCET ĂRILOR ŞI CUNOAŞTERII

PRIVIND LUCRĂRILE DE CONSOLIDAREA CONSTRUC ŢIILOR 1.1. IMPORTANŢA CONSOLIDĂRII CONSTRUCŢIILOR AVARIATE

Pe lângă realizarea de construcţii noi, apare tot mai frecvent necesitatea conservării şi reabilitării clădirilor existente. Evaluări recente arată că o mare parte din acestea vor avea nevoie de reparaţii capitale în viitorul apropiat. Din acest motiv, interesul pentru dezvoltarea în domeniul reabilitării şi consolidărilor este pe deplin justificat.

Consolidarea construcţiilor este determinată de starea de conservare în care se află clădirea/construcţia la un moment dat, datorită unor factori foarte diferiţi.

Liberalizarea economiei şi caracterul dinamic al acesteia impun în multe situaţii desfăşurarea activităţii în spaţii existente; aşadar schimbarea destinaţiei clădirii, a funcţiunilor, modificări tehnologice cu înlocuirea utilajelor, sunt inevitabile.

Datorită condiţiilor de exploatare, de mediu, de natură fizică, chimică sau biologică, ce nu au fost prevăzute iniţial, structurile se pot degrada timpuriu scurtându-şi durata de viaţă.

Acţiunea prioritară se îndreaptă în special asupra asigurării construcţiilor pentru a face faţă unui seism, sau după producerea acestuia readucerea construcţiei la un stadiu de rezistenţă şi stabilitate astfel încât să poată fi folosit fără a pune în pericol activităţile cotidiene.

Modul de consolidare poate fi unul general, sau parţial: numai a unor elemente constructive.

In privinţa elementelor ce pot suferi îmbunătăţiri prin intervenţii parţiale sau generale, trebuie amintite elementele infrastructurii şi/sau elemente ale suprastructurii.

1.2. PRINCIPII GENERALE PRIVIND CONSOLIDĂRILE Evaluarea performanţei construcţiei [77] la data cercetării ei, urmăreşte să stabilească gradul în care aceasta reuşeşte să satisfacă condiţiile de siguranţă în exploatare şi gradul de asigurare la acţiuni seismice. Condiţia fundamentală este aceea privind siguranţa vieţii şi în măsura posibilităţilor de limitarea pagubelor prin limitarea degradărilor structurale. 1.2.1. Informa ţiile preliminare sunt cele care se refer ă la:

1.2.1.1.Istoricul clădirii; 1.2.1.2.Amplasamentul, tipul structurii, geometria construcţiei; 1.2.1.3. Stabilirea tipului de fundaţie, precum şi natura terenului de fundare; 1.2.1.4.Stabilirea materialelor puse în operă;

12

1.2.2.Identificarea detaliilor constructive: 1.2.2.1.Determinarea calităţii materialelor prin probe de laborator; 1.2.2.2.Modul de armare al elementelor din beton armat, calitatea armăturii, acoperirea cu beton; 1.2.2.3.La elementele structurii metalice stabilirea gradului de corodare a oţelului, calitatea îmbinărilor (sudate, nituite, bulonate); 1.2.2.4.La elementele structurale din lemn stabilirea gradului de

putrezire, atac al insectelor sau ciupercilor, identificarea şi stabilirea corectitudinii îmbinărilor chertate, stabilirea calităţii elementelor de îmbinare; 1.2.3.Efectuarea unei cercet ări atente prin descoperirea şi relevarea degrad ărilor (fisuri, crăpături, tasări diferenţiate, practicarea de goluri în pereţi şi planşee, etc.). 1.2.4.Evaluarea cantitativ ă presupune întocmirea de calcule pe baza datelor culese, iar rezultatele se compară cu cerinţele impuse de condiţiile stării limită considerate.

In funcţie de datele obţinute pe parcursul analizei, se poate face evalurea finală a construcţiei, încadrarea în clasa de risc seismic, stabilirea necesităţii şi amploarea intervenţiei asupra structurii. 1.2.5.Alegerea m ăsurilor de interven ţie se face numai după evaluarea construcţiei

1.2.5.1.Condiţiile de amplasare impun asigurarea clădirilor învecinate; 1.2.5.2.Construcţia rezultată în urma consolidării trebuie să reprezinte o îmbinare perfectă între structura veche şi elementele noi consolidate. 1.2.5.3.La concepţia de ansamblu a unei lucrări, trebuie avută în vedere o proporţionalitate între caracteristicile geometrice, de rigiditate şi elasticitate ale elementelor structurale consolidate, faţă de cele neconsolidate. 1.2.5.4.Construcţia consolidată trebuie să asigure o exploatare în deplină siguranţă din punct de vedere a capacităţilor portante a elementelor, dar să asigure şi un confort ridicat prin limitarea deformaţiilor şi evitarea unor vibraţii.

1.3. STADIUL ACTUAL AL CERCET ĂRILOR ŞI CUNOAŞTERII LUCRĂRILOR DE CONSOLIDARE.

1.3.1.Lucr ări şi articole de specialitate din literatura româneasc ă Sunt prezentate o serie de cărţi editate în România, precum şi articole prezentate la sesiuni ştiinţifice, referitoare la domeniul care ne interesează. 1.3.2. Lucr ări şi articole de specialitate din literatura str ăină Sunt prezentate articole, studii de caz şi reglementări apărute în străinatate.

13

1.4. NORME IN VIGOARE LA DATA ELABOR ĂRII LUCRĂRII Sunt trecute în revistă, şi succint analizate, normativele şi ghidurile de proiectare şi executie ce reglementează domeniul consolidărilor construcţiilor din România. 1.5. CONCLUZII

Lucrările de consolidare vor deveni o componentă importantă în industria construcţiilor, odată cu creşterea puterii economice şi a conştientizării importanţei patrimoniului naţional şi/sau privat. Din acest considerent, este necesară o clasificare şi o sistematizare a reglementărilor tehnice privind consolidările.

Aducerea clădirilor existente la nivele de performanţă în concordanţă cu normativele şi cerinţele actuale reprezintă o provocare majoră.

Cărţile de specialitate reprezintă repere şi ghiduri în realizarea proiectelor tehnice şi a stabilirii tehnologiei.

Trecând în revistă normativele existente, se constată că ele acoperă o parte din cerinţele tehnice necesare, inclusiv în domeniul calculelor.

Având în vedere varietatea mare de tipuri de construcţii, condiţii de amplasament, tipuri de deficienţe/degradări, normele nu pot decât să stabilească pricipiile măsurilor de intervenţie, descriind un număr limitat de soluţii cu aplicabilitate mai largă. Rămâne la latitudinea inginerului proiectant să aplice şi să personalizeze aceste soluţii pentru fiecare caz în parte, să combine soluţiile, astfel încât rezultatul să fie cel aşteptat.

1.6. NECESITATEA ŞI OBIECTIVUL TEZEI DE DOCTORAT

Teza de doctorat cu titlul ”Studii şi cercet ări privind solu ţii de consolidare a construc ţiilor avariate şi urm ărirea în timp a acestora” îşi propune să abordeze subiecte generale şi particulare privind problematica reparaţiilor şi consolidării construcţiilor civile şi industriale.

Lucrarea se doreşte o încercare de abordare analitică a aspectelor privind comportarea şi conlucrarea elementelor din beton consolidate coroborate cu date obţinute în laborator. Rezultatele experimentale efectuate pe diverse elemente din beton armat consolidat fac ca lucrarea să fie o provocare în acest domeniu.

Studiile şi cercetarile desfăşurate de autor prin prezentarea a trei studii de caz din multitudinea de lucrări pe care le-a întocmit, completează modul de abordare realist privind rezolvarea unor lucrări de consolidare complexe.

Lucrarea analizează următoarele aspecte: • actualitatea şi valabilitatea lucrărilor de consolidare deja executate sau în curs de execuţie după schimbarea şi/sau completarea normelor existente, sau apariţia altora noi; • analiza comparativă a diferitelor soluţii de consolidare, şi influenţa

14

acestora privind răspunsul structurii la acţiuni dinamice (perioada proprie de vibraţie, coeficienţi seismici, deformaţii laterale şi rotiri, etc.) • conlucrarea structurii existente, iniţiale, cu elementele de consolidare; • încercarea de stabilire a rigiditătii reale a unui element consolidat, prin încercări de laborator, analizate în concordanţă cu rezultatele calculelor; • influenţa majoră a tehnicii de execuţie a consolidării în contextul stabilirii capacităţii portante a elementului, respectiv structurii consolidate; • confirmarea rezultatelor obţinute în laborator aplicând diferite tehnologii de lucru de consolidare cu modelul analitic.

CAPITOLUL 2

SOLUŢII DE PRINCIPIU PRIVIND CONSOLIDAREA ELEMENTELOR CONSTRUCTIVE

In acest capitol sunt analizate aspecte legate de rezolvarea consolidărilor elementelor structurale ce intră în alcătuirea diferitelor tipuri de clădiri. 2.1. FUNDAŢII

2.1.1. Funda ţii continui - Sunt întâlnite la majoritatea construcţiilor cu pereţi portanţi. Materialele de alcătuire sunt din cele mai diverse, de la bolovani legaţi cu mortar de var-nisip, zidărie de cărămidă, beton ciclopian sau beton simplu. De regulă lăţimea fundaţiei este de aproape aceeaşi lăţime cu a peretelui pe care-l susţine, şi nu respectă adâncimea de îngheţ. Remedierea acestor deficienţe, se poate rezolva prin subfundări.

2.1.2. Funda ţii izolate- Pentru preluarea eforturilor suplimentare din stâlpii consolidaţi, este necesară şi întărirea fundaţiilor. Una din soluţiile preferabile este crearea de gulere noi în care să se asigure încastrarea armăturilor, sau a profilelor metalice. In anumite situaţii, gulerele se pot dezvolta astfel încât să se mărească suprafaţa de rezemare, implicit mărirea tălpii fundaţiei.

In cazul în care între doi stâlpi se prevede o diafragmă de consolidare, aceasta va descărca pe propria fundatie, de preferinţă formând un bloc comun cu fundaţiile stâlpilor adiacenţi. In acest caz stâlpii şi fundaţiile lor pot suferi sau nu consolidări.

2.2. PEREŢI Principiul de consolidare a pereţilor, este similar atât la cei din zidărie cât şi la cei din beton sau beton armat. Intervenţiile pot fi parţiale sau totale. Cele parţiale se referă la cămăşuiri, îmbunătăţirea îmbinărilor pereţilor la colţuri şi intersecţii, crearea de cadre

15

rigide în jurul golurilor mari existente sau noi, reparaţii locale ale fisurilor sau crăpăturilor şi nu în ultimul rând rezidirea golurilor sau a nişelor ce nu mai sunt funcţionale. Reparaţiile totale pot cuprinde simultan mai multe din situaţiile enumerate mai sus, şi se desfăşoară pe zone extinse.

2.3.STÂLPI Mărirea capacităţii portante a unui stâlp se poate face fie prin cămăşuire cu beton armat, fie prin încorsetare metalică. La stâlpii etajaţi se va asigura continuitatea atât a armăturii longitudinale, cât şi a etrierilor/ fretei în zona de nod. Pentru încorsetare cu profile metalice, principiul ce trebuie avut în vedere se referă la realizarea unui contact perfect, între beton şi profilele metalice. 2.4.GRINZI In mod similar stâlpilor, grinzile se pot consolida atât prin cămăşuire cu beton armat , cât şi prin încorsetare cu profile metalice. Modul de abordare este asemănător celor descrise în paragraful anterior. Faptul că de cele mai multe ori grinzile fac parte dintr-un ansamblu cu planşeele, consolidarea lor este în strânsă legătură cu placa, care la rândul ei suportă modificări locale. 2.5. PLANŞEE Consolidarea planşeelor se poate realiza crescând înălţimea activă, prin execuţia unei suprabetonări ce trebuie să conlucreze cu placa existentă. Armarea suprabetonării trebuie să asigure continuitatea pe reazeme, prin ancorarea în grinzi sau pereţi. O altă soluţie de creştere a capacitătii portante, constă în reducerea deschiderii prin introducerea de grinzi suplimentare (din beton armat sau metalice). 2.6. CONSOLIDĂRI CU MATERIALE COMPOZITE Lucrările de consolidare descrise mai sus, clasice, consacrate, se realizează cu costuri mari, tehnologie umedă (betonări, tencuiri), necesită timp îndelungat de lucru, şi nu în ultimul rând măresc greutatea proprie a elementelor. Din aceste motive se caută soluţii alternative.

Marele lor avantaj este că se pot aplica pe aproape orice formă geometrică, sunt relativ simplu de executat şi nu aduc sarcini suplimentare structurii existente.

Sistemele de cămăşuiri şi consolidări cu materiale compozite se pot aplica pe toate elementele structurii de rezistenţă.

16

CAPITOLUL 3 ANALIZA TIPURILOR DE STRUCTURI UZUALE

ŞI SOLUŢII DE CONSOLIDARE A LOR 3.1. ASPECTE DE DURABILITATE ŞI CAUZE DE DETERIORARE A STRUCTURILOR

Durabilitatea este însuşirea construcţiilor de a-şi menţine toate funcţiunile ce i-au fost atribuite încă din faza de proiectare, aspectul exterior trebuind să rămână satisfăcător, pe întreaga durata de exploatare, în condiţii normale de mediu şi fără a necesita alte cheltuieli suplimentare, decât cele obişnuite de întreţinere. Durabilitatea construcţiilor reprezintă o componentă a conceptului de calitate, prin capacitatea de a-şi conserva performanţele pentru care a fost conceputa.

Modificările şi intervenţiile în elementele structurale, executate fără o analiză prealabilă a capacităţilor portante ale elementelor şi a structurii în ansamblu, pot afecta rezistenţa şi stabilitatea unor elemente sau/şi a structurii în ansamblu.

Prăbuşirea unei structuri este starea ultimă, critică, sub sarcinile ce o acţionează la un moment dat. Primele semne ale colapsului sunt apariţia articulaţiilor plastice în elementele de construcţie cele mai slabe. După cedarea acestora, eforturile din structură se redistribuie, supraîncărcând elementele rămase. Pentru a îmbunătăţi performanţele unei structuri la comportarea sub sarcini şi în special la cele seismice, este important să se înţeleagă modalitatea de cedare progresivă a unei structuri. Datorită acestui tip de cedare, dictate de elementele vulnerabile, nu se ajunge niciodată ca elementele mai solide să intre în lucru la adevărata lor capacitate. În cazul în care sunt identificate şi consolidate corect elementele subdimensionate, capacitatea anti-prăbuşire a structurii va fi îmbunătăţită în mod eficient.

3.2.EVALUĂRI NEDISTRUCTIVE

Cercetarea nedistructivă a elemenetelor unei structuri, reprezintă o componentă importantă în determinarea capacităţilor de rezistenţă şi stabilitate în care se află construcţia la acel moment. Aceasta, pune în evidenţă, pe lângă caracteristicile geometrice ale elementului, şi calitatea materialelor din care acesta este realizat. Criteriile de cercetare nedistructivă sunt, pentru orice tip de material, de la cea simplă la complex, de la metode aproximative, la metode exacte. 3.2.1. Estimarea rezisten ţelor betonului

3.2.1.1. Metoda de duritate superficial ă a sclerometrului Schmidt [62] Metoda se bazează pe măsurarea reculului pe care un corp mobil îl suferă, în urma impactului cu suprafaţa betonului, din elementul încercat.

17

3.2.1.2. Metoda ultrasonic ă de impuls [62] Metoda se utilizează în scopul determinării proprietăţilor elasto-dinamice a betonului, defectelor din elementele de structură, stabilirea rezistenţelor betonului, îndeosebi rezistenţa la compresiune, modificarea structurii betonului în timpul întăririi sub acţiunea agenţilor chimici sau fizici, omogenitatea betonului din lucrare.

3.2.1.3. Medota nedistructiv ă combinat ă[62] Metoda se bazează pe legătura care există între combinaţia celor două mărimi măsurate: viteza longitudinală a ultrasunetelor şi indicele de recul pe de o parte, şi rezistenţa betonului la compresiune, pe de altă parte. 3.2.2. Cercetarea arm ăturilor- Cea mai simplă metodă de cercetare a armăturilor o reprezintă îndepărtarea stratutului de acoperire cu beton pe o fâşie de lăţime limitată. 3.2.3.Cercetarea nedistructiv ă a îmbin ărilor sudate

3.2.3.1.Examinarea vizual ă[63] Procedeul presupune: controlul aspectului pe ambele feţe ale îmbinării sudate, degradările laminatelor produse prin coroziune, măsurarea dimensiunilor geometrice şi determinarea abaterilor de la forma prescrisă.

3.2.3.2. Examinarea ultrasonic ă combinat ă cu radia ţii penetrante [63] Se examinează ultrasonic numai îmbinările sudate cap la cap.

3.2.3.3. Examinarea cu radia ţii penetrante [63] Se admit la examinarea cu radiaţii penetrante numai îmbinările sudate pentru care se cunosc cel puţin: forma şi dimensiunile îmbinării, modul de prelucrare a materialului de baza şi poansonul sudorului.

3.2.3.4. Examinarea cu lichide penetrante şi examinarea cu pulberi magnetice [63] -constituie operaţiuni de control complementare şi au scopul punerii în evidenţă a defectelor de suprafaţă sau din imediata apropiere a suprafeţei. In continuare sunt descrise şi analizate tipuri uzuale de structuri de rezistenţă, precum şi modul lor de consolidare. 3.3. STRUCTURI DE ZIDĂRIE PORTANTĂ

3.3.1.Structuri de zid ărie portant ă fără sâmburi şi centuri din beton armat. Acest tip de construcţii, în general au o vechime mare. Caracteristic sunt pereţii de grosime considerabilă; în general în grosimea pereţilor sunt practicate golurile coşurilor de fum. Regimul de înăltime este maxim subsol, parter, etaj şi pod (mansardă). Planşeele dintre nivelele suprastructurii pot fi realizate din: grinzi de lemn, sau grinzi metalice şi bolţişoare de cărămidă.Şarpanta este din lemn. Elementele şarpantei, au secţiuni considerabile, şi sunt îmbinate prin chertare şi cuie din lemn.

18

Subsolul (acolo unde există) este realizat cu pereţi din zidărie de cărămidă sau cărămidă cu bolovani, în general având un liant din mortar de var-nisip. Planşeele de peste subsol sunt realizate de obicei cu bolţi de cărămidă pe o direcţie, sau pe ambele direcţii, fie cu şine metalice cu bolţişoare de cărămidă între ele. O caracteristică a acestor clădiri este lipsa hidroizolaţiei orizontale şi verticale la nivelul infrastructurii, fapt ce favorizează apariţia şi accentuarea în timp a igrasiei, ceea ce conduce la deteriorarea cărămizilor şi a liantului. Din punct de vedere arhitectural, faţadele acestor clădiri sunt caracterizate de goluri mari, dispuse relativ uniform, ce reduc rigiditatea peretelui.

3.3.2. Structuri de zid ărie portant ă cu sâmburi şi centuri din beton armat. Dezvoltarea betonului armat a condus la crearea de structuri mixte, din zidărie portantă solidarizată cu sâmburi şi centuri. Aceste structuri s-au impus şi dezvoltat datorită posibilităţilor mari de aplicabilitate prin reducerea dimensiunilor pereţilor portanţi din zidărie, creşterea numărului de nivele, precum şi posibilitatea de a crea forme arhitecturale complexe. Planşeele din beton armat, rigide, au capacitatea de a transmite eforturile orizontale uniform tuturor elementelor verticale.

3.3.3.Solu ţii de consolidare a structurilor din zid ărie 3.3.3.1.Clădiri parter

Pentru clădirile parter fără subsol, unde fundaţiile sunt de mică adâncime, în general se recomandă subfundare; cu această ocazie se realizează şi o mărire a lăţimii tălpii de fundaţie; în cazul în care în anumite zone este necesară şi consolidarea peretelui, din lărgirea fundaţiei pornesc mustăţi pentru continuitate cu armătura din pereţi, rezolvată de obicei cu plase sudate. Cel mai adesea peretii se consolidează prin cămăşuire cu plase sudate peste care se aplică un mortar. Planşeul existent din lemn se repară local, prin înlocuirea sau dublarea elementelor slabe, deteriorate; se pot introduce tiranţi metalici de legare a pereţilor la nivelul planşeului, sau imediat sub acesta. In cazul în care se solicită etajarea unei construcţii parter, apar ca necesare, pe lângă măsurile de consolidare amintite, şi introducerea unor elemente structurale noi: sâmburi, centuri şi/sau planşee din beton armat. In acest caz planşeele existente din lemn, se recomandă a fi înlocuite cu planşee din beton armat. 3.3.3.2.Clădiri etajate

In principiu, lucrările de consolidare sunt similare cu cele ale clădirilor parter, din punct de vedere al fundaţiilor, pereţilor infra şi suprastructurii, planşeelor din lemn, şarpantelor.

De subliniat este faptul că o consolidare trebuie să aibă un caracter unitar, atât pe înălţime cât şi în plan, astfel încât comportarea ansamblului să fie relativ uniformă, fără a concentra eforturi pe anumite zone.

19

3.4. STRUCTURI ÎN CADRE -prezintă pe lângă avantajul creării de construcţii cu deschideri mari, posibilităţi variate în ceea ce priveşte alcătuirea arhitecturală .Sistemul constructiv permite un regim de înălţime ridicat. Subsolul (acolo unde există) se prezintă sub formă de cutie rigidă, având pereţii din beton armat, iar în dreptul stâlpilor evazări sub formă de rezaliţi. Suprastructura din beton armat, este realizată din stâlpi şi grinzi pe ambele direcţii. Acest tip de structură se comportă foarte bine la sarcini gravitaţionale. După cutremurul din 1977, în urma analizei comportării acestor clădiri, s-a constatat că prezintă deformaţii de nivel importante, datorită flexibilităţii sistemului. Din aceste considerente, în normative s-au introdus restricţii privind limitarea deformaţiilor. Sistemul prezintă dezavantajul unei vulnerabilităţi în rezolvarea detaliilor constructive în nodurile de cadru, mai ales în ceeace priveşte execuţia. Planşeele sunt din beton armat: monolit sau prefabricat.

3.4.1.Structur ă în cadre cu diafragme din zid ărie In scopul rigidizării structurii, pe lângă mărirea secţiunilor

elementelor de rezistenţă (stâlpi şi grinzi), în planul anumitor stâlpi se introduc pereţi din zidărie.

3.4.2.Structur ă în cadre cu diafragme din beton armat Pentru creşterea rigidităţii, se înlocuiesc diafragmele de zidărie cu

cele din beton armat, sistemul devenind astfel uniform şi omogen. Execuţia diafragmelor se realizează în aceeaşi etapă cu stâlpii.

3.4.3.Solu ţii de consolidare a structurilor în cadre- pot fi lucrări de intervenţie locală, zonală sau totală. Elementele ce pot suferi consolidari sunt: stâlpii, grinzile, diafragmele, fundatiile. 3.5. STRUCTURI ÎN DIAFRAGME DIN BETON ARMAT Folosite la blocurile înalte, diafragmele au rol atât portant cât şi de compartimentare. La pereţii turnaţi în cofraje glisante, planşeele se execută ulterior, rezemând în goluri lăsate în diafragme.

In vederea creşterii productivităţii, s-au creat sisteme de pereţi din panouri prefabricate, monolitizate pe verticală şi orizontală. Planşeele reazemă pe panourile prefabricate, de care se monolitizează, creând astfel şaiba rigidă. Acest sistem constructiv s-a aplicat pe scară largă la blocurile de locuintecu regim de înălţime parter şi 4nivele, şi s-a extins apoi şi pentru cele cu mai multe nivele (maxim 8 nivele).

3.5.1. Solu ţii de consolidare a structurilor în difragme In general structurile în diafragme au avut o comportare bună la sarcini gravitaţionale şi la seismele pe care le-au suportat. Punctele vulnerabile ale acestui tip de structură îl reprezintă zonele grinzilor de cuplare (buiandrugii de deasupra golurilor). Cămăşuirile locale

20

sau totale (cu beton armat sau corset metalic) pot îmbunătăţi comportarea structurii. 3.6. STRUCTURI MIXTE: CADRE METALICE ŞI PLANŞEE DIN BETON ARMAT-Structura se rezolvă în general cu stâlpii şi grinzile din profile metalice,sau profile realizate din table sudate, şi planşee din beton armat. Sistemul permite un regim de înălţime foarte ridicat. Rigidizarea structurii se realizează prin introducerea de contravântuiri verticale pe înălţimea unui nivel, sau pe mai multe niveluri. In zona centrală, se poate realiza un nucleu din diafragme de beton armat, sau cu rigidizări tip portal. Structura de rezistenţă astfel alcătuită este vulnerabilă la acţiunea focului. Planşeele sunt din beton armat monolite sau prefabricate. La construcţiile moderne, pentru planşeele monolite se utilizează sistemul mixt de tablă cutată şi beton. O altă soluţie de structură mixtă este cea cu stâlpi din beton armat şi grinzi metalice. Acest tip de alcătuire este folosit în general pentru construcţii industriale.

CAPITOLUL 4 STUDII ŞI CERCETĂRI PRIVIND SOLUŢII DE CONSOLIDARE

A CONSTRUCŢIILOR AVARIATE. STUDII DE CAZ

In acest capitol se vor analiza trei studii de caz privind lucrări de consolidare, proiectate şi urmărite atât pe perioada execuţiei cât şi pe perioada exploatării. 4.1.STUDIUL UNU DE CAZ- CĂMIN DE BĂTRÂNI BRAŞOV [95] 4.1.1.Evaluarea performan ţei constructiei.

4.1.1.1.Scurt istoric Clădirea se găseşte în Braşov; perioada de execuţie se apreciază în prima jumatate a sec.XX.

4.1.1.2.Descrierea geometriei şi structurii iniţiale Construcţia existentă este alcătuită din mai multe corpuri de clădire. In lucrarea de faţă, se va face referire numai la corpul principal de clădire, ce are în plan formă de L, cu lungimea laturii mari 31,4m, lătime 14,55m, iar prelungirea din curte 10,95m lungime şi 6,23 lăţime. Suprafaţa construită a corpului de clădire analizat este 482,90mp. Inălţimea la streaşină este de 7,43m, iar la coamă de 13,90m, raportat la cota terenului amenajat. Clădirea a fost construită în două etape: -prima etapă, la începutul anilor 1900; -a doua etapă, finalizată în 1939.

21

Din punct de vedere constructiv, structura este realizată din pereţi portanţi de zidărie: • la subsol şi parter pe ambele direcţii, cu grosimi cuprinse între 60÷80cm la subsol, respectiv 45÷60cm la parter. • la etaj, pereţii longitudinali au grosimi de 45cm la exterior şi 30cm la interior. Pereţii de compartimentare de la etaj, dispuşi transversal, de 15cm.grosime,reazemă în general pe grinzi din beton armat în grosimea planşeului;trei pereţi transversali reazemă pe grinzi de beton armat întoarse deasupra planşeului, iar un perete reazemă pe grinzi metalice;

• pereţii de la subsol- etapa a doua sunt elevaţii din beton simplu. • planşeele din etapa întâi de constructie sunt: la subsol bolţi şi arce de cărămidă, iar peste parter planşeu din lemn cu grinzi duble ce reazemă pe pereţii portanţi longitudinali. • în zona etapei a doua, planşeul este rezolvat cu nervuri dese din beton armat. • peste etaj, planşeul este unitar, rezolvat în întregime cu nervuri dese; • şarpanta este din lemn de brad, pe scaune, realizată independent de planşeul de peste etaj; • fundaţiile clădirii sunt executate astfel: în prima etapă fundaţii

FIG.4.1. Secţiune transversală caracteristică-releveu

22

continui din bolovani de piatră legaţi cu mortar slab; în etapa a doua fundaţii continui din beton simplu.

4.1.1.3. Descrierea degradărilor şi avariilor construcţiei Subsolul se prezintă în condiţii satisfăcătoare. Parterul clădirii cu pereţii groşi de 60cm la exterior şi 45cm la interior, nu prezintă degradări sau fisuri. Grinzile de lemn ale planşeului peste parter au o stare de degradare prin putrezire foarte avansată. Pereţii transversali ai etajului prezintă fisuri înclinate ce indică faptul că aceştea au preluat o parte din forţa seismică orizontală.

4.1.1.4. Modificări ce se aduc construcţiei Subsolul nu suferă modificări structurale. La etaj, în vederea transportului asistaţilor pe paturi de spital mobile, se impune lăţirea uşilor de acces în camere. In pod nu se fac intervenţii, lemnul şarpantei fiind bine conservat.

4.1.1.5. Evaluarea prin calcul Analizând ansamblul structural al construcţiei existente se constată că aceasta nu a suferit avarii la solicitările verticale şi s-a comportat bine la seismele pe care le-a suportat; excepţie fac pereţii transversali ai etajului. Neavând date despre reglementările în domeniul construcţiilor de la începutul sec.XX, calculul s-a făcut cu respectarea normativului P2-85 [74] în vigoare la data efectuării lucrării de proiectare. Capacităţile portante initiale ale peretilor transversali şi longitudinali s-au calculat pe ambele direcţii, atât la parter cât şi la etaj. Rezultatele sunt arătate în tabelul 4.1. Tabelul 4.1.

RTcm (RTcm= Tcm/Sk)

RTcf (RTcf= Tcf/Sk)

RTcp (RTcp= Tcp/Sk)

Rnorma diafragme cu zidărie plină

-parter transv. 0,53 0,46 1,47 0,60 -parter longit. 0,44 0,75 1,17 0,60 -etaj transv. 0,27 0,35 1,21 0,60 -etaj longit. 1,40 0,61 1,38 0,60

Din analiza rezultatelor se observă capacitatea redusă de rezistenţă la solicitarea de compresiune excentrică la parter pe ambele direcţii, iar la etaj pe direcţie transversală. In ceeace priveşte capacitatea de rezistenţă la forfecarea rostului orizontal, comportarea nesatisfăcătoare o au numai pereţii transversali de la parter şi etaj. In urma analizei efectuate, construcţia s-a încadrat în clasa de risc seismic Rs II. 4.1.2.Măsuri de consolidare In urma evaluării performanţei construcţiei s-au putut stabili măsurile de consolidare necesare:

23

4.1.2.1 La parter

-se cămăşuiesc doi pereţi transversali; -se rezidesc toate nişele şi dulapurile îngropate din zona coridorului; -se zidesc golurile uşilor nefuncţionale.

4.1.2.2 La etaj -golurile de uşi ce se lărgesc sunt bordate cu cadre din b.a. în grosimea peretului; -se cămăşuiesc pereţii transversali.

4.1.2.3 Planşeul de peste parter –se înlocuieşte planşeul de lemn cu unul din beton armat turnat monolit.

4.1.3. Evaluarea prin calcul a structurii consolida te

După ce s-au stabilit lucrările de consolidare, s-a refăcut calculul în varianta consolidată.Capacitatile portante după consolidare sunt arătate în tabelul 4.2 Tabelul 4.2. RTcm

(RTcm= Tcm/Sk)

RTcf (RTcf= Tcf/Sk)

RTcp (RTcp= Tcp/Sk)

Rnormă diafragme cu zidărie

plină -parter transv. 0,86 1,06 2,10 0,60 -parter longit. 0,61 0,98 1,54 0,60 -etaj transv. 1,86 0,81 1,82 0,60 -etaj longit. 3,81 1,11 1,60 0,60

Din analiza rezultatelor înscrise în tabel se poate observa un comportament îmbunătăţit al structurii.

4.1.4. Execu ţia lucr ărilor de consolidare

A urmărit pas cu pas etapele tehnologice impuse prin proiect.

4.1.5. Concluzii Lucrările de consolidare au dus la creşterea gradul de asigurare seismică de la RsII la RsIII. Imbunătăţirea comportării structurii se observă uşor în fig. 4.1, 4.2 şi 4.3:

FIG.4.1.Capacitatea de rezistenţă la solicitarea de compresiune excentrică a unei difragme din zidărie plină la nivelul de calcul.

24

4.2. STUDIUL DOI DE CAZ – HALĂ DE PRODUCŢIE TÂRGU SECUIESC JUD.COVASNA [96] 4.2.1.Evaluarea performan ţei construc ţiei

4.2.1.1.Scurt istoric Hala a fost proiectată şi executată la începutul anilor 1990. Proiectul iniţial a fost pentru o hală parter. Intr-o fază avansată de execuţie a fost solicitată prevederea unui etaj peste hala în construcţie.

4.2.1.2.Descrierea geometriei şi structurii Hala este o construcţie dezvoltată nesimetric în plan, legată funcţional de alte doua construcţii; între aceste trei corpuri există rost seismic şi de dilataţie.

FIG.4.2.Capacitatea de rezistenţă la forfecare a rostului orizontal pentru diafragme pline din zidărie simplă.

FIG.4.3. Capacitatea de rezistenţă corespunzătoare condiţiei de rezistenţă la eforturile principale de întindere pentru diafragme cu zidărie plină

25

Construcţia a fost concepută iniţial ca o hală parter de tip industial, cu fundaţii pahar, stâlpi prefabricaţi cu furcă la partea superioară, grinzi longitudinale prefabricate precomprimate, cu înălţimea variabilă, iar planşeul de acoperiş din fâşii precomprimate cu goulri; în dreptul stâlpilor, fâşia precomprimată s-a înlocuit cu o fâşie monolită de 1,0m lăţime. In culoarul central de 1,80m, s-au montat plăci prefabricate. Panta transversală s-a obţinut prin montajul denivelat al stâlpilor în fundaţii.

Pentru a satisface cerinţa investitorului de a mai aduga un etaj construcţiei, proiectantul a prelungit stâlpii marginali şi pe cei ai culoarului central, rezultând la etaj două deschideri marginale de 12,0m şi una centrală de 1,80m (fig.4.4). Acoperişul s-a realizat cu ferme metalice.

FIG.4.4. Secţiune transversală-situaţia rezultată în urma adăugarii etajului

In vederea obţinerii unei pardoseli orizontale, peste fâşiile cu goluri s-a realizat o umplutură din beton uşor cu înălţime variabilă între 0÷20cm.

4.2.1.3.Descrierea deficienţelor După darea în exploatare a halei, s-au observat fisuri periculoase la o parte din grinzile longitudinale. In acest context s-a realizat o expertizare a construcţiei, constatându-se deficienţe de proiectare:

-stâlpii cu secţiunea de 30x30cm sunt subdimensionaţi; -concepţia greşită privind adăugareai etajului fără o intervenţie asupra structurii existente; -încărcarea nivelului planşeului intermediar pentru crearea suprafeţei orizontale, ceeace conduce la o supraîncărcare a grinzilor longitudinale;

Lucrările de intervenţie propuse s-au materializat doar parţial: -s-au introdus tiranţi metalici sub formă de macaz la grinzile longitudinale centrale;

26

-s-au introdus contravântuiri orizontale şi verticale între fermele acoperişului, şi tiranţi între pane;

Nu s-au realizat: consolidarea nodurilor de cadru şi portalele centrale de la etaj. Lucrările de intervenţie nu au fost de natură să aducă structura la nivelul de siguranţă acceptat. In continuare s-a constatat manifestarea unor trepidaţii în structura de rezistenţă a halei, simţite în special la etaj.

Având în vedere şi aspectele anterioare acestor intervenţii, s-a concluzionat asupra necesităţii unei noi expertize tehnice în scopul determinării cauzelor ce conduc la această nesiguranţă în exploatare şi măsurile necesare asigurării structurii, atât din punct de vedere al rezistenţei cât şi al stabilităţii.

Cea de-a doua expertiză a pus în evidenţă următoarele: a) deficienţe de proiectare:

-subdimensionarea elementelor verticale (stâlpi); -rezolvarea detaliilor de prindere a stâlpului superior de cel inferior sunt necorespunzatoare; -acoperişul necontravântuit în sens longitudinal; -inexistenţa unor legături longitudinale la nivelul şarpantei metalice, deci stâlpii sunt liberi la partea superioară;

-realizarea închiderilor etajului nu respecta normativul de zidărie privind legarea zidăriei cu centuri şi sâmburi din beton armat. b)deficienţe de execuţie: -realizarea neconformă a unor noduri de cadru (fig.4.5.).

-realizarea defectuoasă a prinderii stâlpului superior faţă de cel inferior. Executarea acestei prinderi cu bare sudate de plăcuţele slab fixate în furca stâlpului nu asigură continuitatea acestuia şi nici un grad de încastrare necesar. Este punctul cel mai slab al construcţiei. 4.2.1.4. Evaluarea prin calcul

La întocmirea calculelor, s-a ţinut cont de normativele existente în anii 1990-2000 privind încărcările, coeficienţii de siguranţă, şi forţele seismice. Pentru calculul dinamic, conform normativului P100-92 [75] în

Fig.4.5. Nod de cadru. Se observă cu uşurinţă turnarea defectuoasă a betonului în zona de nod

27

vigoare la acea dată, s-au avut în vedere următoarele date: -zona seimică de calcul D, având Ks=0,16 şi perioada de colţ Tc=1,0sec. Coeficientul Y=0,20, iar clasa de importanţă III normală.

Analiza s-a realizat cu ajutorul a doua soft-uri: “Cadre-revizuit 1997-IPCT Bucureşti” de calcul static şi dinamic al cadrelor plane şi CASE 06-IPCT Bucureşti program de calcul static şi dinamic al cadrelor spaţiale.

Schema în plan a halei este prezentată în fig.4.6

FIG.4.6. Schema halei la nivelul planşeului

28

Pentru prezenta lucrare, in vederea comparării rezultatelor, s-a folosit încă un program de calcul şi anume ROBOT Millennium 21.0 Rezultatele obţinute sunt sintetizate în tabelul 4.3. Tabelul 4.3. Nr. crt.

program CADRE-97

revizuit

program CASE 06

program Robot

Millennium

Valori prescrise

1 Perioada proprie de vibraţie-sec-

1,289 1,242 1,28 Tc=1,0

2 Coeficientul seismic-

0.0694 0.064 0.0602

3 Deplasări relative de nivel maxime

P 1.90% E 2.62%

P 2.25% E 3.53%

P 2.02% E 3.24%

0.7%

4 Forţa seismică –to- -seism pe direcţia X -seism pe direcţia Y

12.608/cadru

67.386 64.728

53.22 50.51

Perioada proprie de vibraţie precum şi deplasările laterale semnificative ale structurii la incidenţa unui cutremur de proiectare depăşesc valorile impuse de normativul de proiectare antiseimică[75] . 4.2.1.5.Concluzii privind evaluarea performanţei construcţiei

Se poate observa că primele rezultate obţinute cu programele de cadre plane şi cadre spaţiale sunt similare, iar acestea sunt susţinute de calculele efectuate cu ajutorul programului Robot Millennium.

In ceeace priveşte comportarea structurii, rezultatele calculelor analitice confirmă observaţiile în situ: structura este mult prea elastică, deformaţiile relative de nivel ale construcţiei atât în sens transversal cât şi longitudinal depăşesc de 4÷6 ori valorile admise.

Toate aceste date, împreună cu viciile de execuţie identificate, duc la încadrarea construcţiei în gradul de risc seismic RsI-foarte periculos; prin urmare se impune consolidarea clădirii.

4.2.2.Proiectarea consolidarii 4.2.2.1.Măsuri de intervenţie propuse

Măsurile de consolidare propuse, s-au verificat prin calcul, etapă cu etapă şi constau în(fig.4.7):

• cămăşuirea stâlpilor : • introducerea unor diafragme din beton armat la parter şi la etaj pe

direcţie transversală şi longitudinală; • consolidarea fundaţiilor în concordanţă cu cămăşuirile suprastructurii; • introducerea unor contravântuiri longitudinale verticale între fermele

metalice; • introducerea contravântuirilor longitudinale orizontale în planul tălpii

29

superioare a acoperişului; • introducerea contravântuirii orizontale transversale în planul

acoperişului (acolo unde nu există); • introducerea unei bare de legătură longitudinală la partea superioară

a stâlpilor de la etaj, astfel încât aceştia să nu mai fie liberi.

4.2.2.2.Evaluarea prin calcul a măsurilor propuse

In tabelul 4.4 sunt prezentate (similar paragrafului anterior) rezultatele comparative obţinute, folosind programul de calcul spaţial CASE06 şi respectiv Robot Millennium, respectând normele în vigoare la data întocmirii proiectului de consolidare Tabelul .4.4 Nr. crt.

program CASE 06

program Robot

Millennium

Valori prescrise de

norme 1999-2000


0,219 0,25 Tc=1,0

2 Coeficientul seismic- 0.078 0.092 3 Deplasări relative de

nivel maxime P 0.0531% E 0.0882%

P 0.038% E 0.116%

0.7%


82.394 78.921

83.53 80.00

Prin cămăşuirea stâlpilor şi introducerea de diafragme, masa constructiei a crescut; din acest motiv în varianta consolidată coeficientul

Fig.4.7. Secţiune transversală- propuneri consolidare

30

seismic şi implicit forţa seismică cresc (cu ~55%). Cu toate acestea, după consolidare, perioada proprie de vibraţie a scăzut cu aprox.80% (fig.4.8), iar deplasările relative deasemenea au valori sub cele maxim admise(fig.4.9). Acest fapt se datorează rigidităţii sporite pe ambele direcţii, ca urmare în principal a introducerii diafragmelor.

Deplasările relative ale parterului şi etajului au scăzut considerabil (98% la parter, respectiv 96% la etaj) 4.2.2.3.Evaluarea prin calcul a structurii- raportare făcuta la normele actuale 4.2.2.3.1.Structura iniţială

Intrebarea firească care se pune este dacă aceste rezultate rămân valabile respectând normativele actuale (schimbarile principale survin prin impunerea eurocodurilor şi modificarea normativul de proiectare antiseismică). Prin normativul P100-1/2006[76] privind proiectarea antiseismică, se ridică gradul de asigurare seismică a clădirilor; conform acestui normativ în calcul s-au considerat următoarele date: valoarea de vârf a acceleratiei terenului pentru proiectare ag=0.2, perioada de colţ Tc=0.7sec, factorul de importanţă g=1, iar factorul de comportare a construcţiei q=3,75. Calculul s-a efectuat cu programul de calcul ROBOT Millennium.

In tabelul 4.5. sunt arătate comparativ, rezultatele de calcul privind structura iniţială, respectând normativele din anul 2000 şi cele actuale.

0 0.5 1 1.5

STRUCTURA

CONSOLIDATA

STRUCTURA INITIALA

0

1

2

3

4STRUCT.INITIALA

STRUCT.CONSOLIDATA

Fig.4.9. Diagrama comparativă între deplasarile relative de nivel a structurii iniţiale şi a celei consolidate.

PARTER ETAJ

Fig.4.8. Diagrama comparativă între perioadele proprii de vibratie a structurii initiale si a celei consolidate

31

Tabelul 4.5.

Nr. crt.

Rezultate conf. normative

valabile în anul 2000

Rezultate conf. normative actuale


1,28 1,31

2 Coeficientul seismic- 0.0602 0.0884 3 Deplasări relative de nivel

maxime P 2.02% E 3.24%

P 3.55% E 4.02%


53.22 50.51

61.77 78.78

4.2.2.3.2.Structura consolidată

A urmat analiza structurii consolidate prin prisma noilor reglementări, pentru a vedea dacă soluţia de consolidare adoptată este validată de acestea. Rezultatele comparative pe structura consolidata sunt evidentiate în tabelul 4.6.

Tabelul 4.6. Nr. crt.

Rezultate conf. normative

valabile in anul 2000

Rezultate conf. normative actuale


0,25 0,27

2 Coeficientul seismic- 0.092 0.0897 3 Deplasări relative de nivel

maxime P 0.038% E 0.116%

P 0.048% E 0.156%


83.53 80.00

83.36 82.15

Analizând rezultatele, se observă că toţi parametrii sunt sub cei impuşi de normative. Deasemenea soluţia corectă de consolidare rămâne valabilă şi în cazul în care intre timp s-au modificat normele de proiectare. 4.2.3. Solu ţia tehnic ă şi tehnologic ă adoptat ă pentru rezolvarea consolid ării

La consolidare s-a ţinut cont de asigurarea continuităţii elementelor verticale (stâlpi şi diafragme).

32

Aducerea elementului consolidat din stadiul teoreti c în cel practic, astfel încât acesta s ă preia toate sarcinile pentru care a fost calculat, este o condi ţie esen ţială şi o provocare major ă. In acest sens în capitolul 5 “Analiza experimentală privind comportarea elementelor consolidate” s-a evidenţiat comportarea la încovoiere şi compresiune centrică a epruvetelor consolidate prin diferite tehnici de cămăşuire.

Legăturile reale ale elementului consolidat cu celelalte elemente ale structurii de rezistenţă (ne)consolidate trebuie s ă respecte ipotezele de calcul , astfel încât să nu apară surprize privind redistribuiri de eforturi necontrolabile, care nu au fost luate în considerare.

Cămăşuirile stâlpilor pornesc din fundaţii, acestea din urmă necesitând şi ele mărirea suprafeţei de disipare a eforturilor, deci implicit cămăşuirea lor. Pentru diafragmele nou introduse, s-au creat fundaţii proprii, astfel încât să nu se încarce neuniform şi nejustificat elementele infrastructurii existente.

Deasemenea realizarea continuităţii stâlpilor în zona nodurilor de cadru trebuie tratată cu maximă atenţie, aici fiind o concentrare mare de eforturi, ce trebuie transmise mai departe. In vederea asigurării unei calităţi corespunzătoare a lucrării, s-au stabilit, principiile tehnologice ce tebuie respectate, inclusiv operaţiunile pregătitoare premergătoare consolidării propriu-zise.

Solu ţia de consolidare a funda ţiilor şi asigurarea încastrării armăturii de consolidare a stâlpilor, a fost mult înlesnită de faptul că partea superioară a paharului se află la o adâncime de 70cm faţă de pardoseala finită a halei, zonă în care s-a creat un guler nou.

La stâlpii cu concent ări mari de eforturi (bulbii diafragmelor), a fost necesară pe langă crearea noului guler, o majorare a suprafeţei de rezemare a fundaţiei. In această etapă s-a creat şi fundaţia diafragmei.

La stâlpii ce r ămân pe în ălţimea parterului , barele verticale au trebuit legate de elementele planşeului intermediar.

La stâlpii ce se continu ă şi la etaj , pe lângă legătura cu elementele planşeului intermediar, a trebuit să se asigure continuitatea elementului.

4.2.4. Concluzii De la terminarea lucrărilor de executie, se urmăreşte permanent comportarea construcţiei. Nu s-au semnalat deficienţe sau avarii, iar vibratiile resimtite la etaj au disparut complet. Urmărirea in timp a constructiei este una curentă, fără a necesita echipament de măsurare special.

33

4.3. STUDIU TREI DE CAZ HALĂ DE PRODUCŢIE ŞI DEPOZITARE TÂRGU SECUIESC JUD. COVASNA [97]

4.3.1. Evaluarea performan ţei construc ţiei 4.3.1.1. Descrierea geometriei şi structurii. Scurt istoric

Proiectarea şi execuţia s-au realizat în perioada 1992-1993. Documentaţia tehnică reprezentată prin cartea construcţiei a putut fi consultată în permanenţă.

Hala are regim de înălţime parter şi etaj, iar dimensiunile în plan sunt 39,0x84,0m: 3 deschideri (2 marginale de 18,0m şi una centrală de 3,0m) şi 14 travei de 6,0m. Pe stâlpii prefabricaţi pe două nivele, cu console la nivelul planşeului intermediar şi tip furcă la partea superioară, reazemă grinzile longitudinale prefabricate tip GP de planşeu, respectiv grinzile G6-T la nivelul acoperişului (fig.4.10).

FIG.4.10 Secţiune transversală

Planşeul intermediar este rezolvat cu elemente prefabricate precomprimate Tpt1,5/18A proiect 2093/92-adaptate după proiectul tip IPCT5285/2-79, ce se suprabetonează cu beton armat cu grosime variabilă (urmărind forma curbă a elementului de planşeu). Suprabetonarea este armată cu plase sudate în zona de câmp şi suplimentar cu armături în zona cu secţiune variabilă de la reazem; aceasta s-au turnat simultan cu monolitizarea superioară a grinzilor longitudinale (fig.4.11).

34

La nivelul acoperişului, pe grinzile longitudinale reazemă elemente de acoperiş ECP1,5x18-proiect tip IPCTnr.5041.

La ambele nivele pe deschiderea centrală de 3,0m s-au prevăzut plăci prefabricate din beton armat, cu suprabetonare.

Acoperişul propriu-zis al halei este rezolvat cu o şarpantă din profile metalice. Inchiderea halei pe laturile lungi s-a realizat cu panouri verticale prefabricate tristrat de 8,8m înăltime şi 3,0m lăţime.

Fundaţiile stâlpilor sunt fundaţii izolate tip pahar şi perimetral, pentru susţinerea închiderilor, grinzi de soclu monolite.

In perioada de montaj, după un accident tehnic, pentru asigurarea unei siguranţe suplimentare a fost solicitată întocmirea unei expertize tehnice. In urma acestui demers, proiectul s-a completat cu o dispoziţie de şantier ce prevede introducerea unor bare suplimentare în monolitizarea elementelor de planşeu la reazeme pe întreaga lungime, precum şi a unor portale metalice de contravântuire la parter şi etaj pe şirurile longitudinale centrale. După darea în folosinţă, în timpul exploatării, s-a sesizat apariţia unor fisuri la grinzile longitudinale de peste parter şi în zona de contact între elementele de planşeu prefabricat şi zona monolită, precum şi între elementele de închidere şi zona frontoanelor.

Ţinând cont de situaţia apărută s-a solicitat o nouă expertizare a clădirii; raportul s-a bazat pe datele existente în proiect cu completările intervenite, pe analizele de laborator efectuate în situ şi studierea situaţiei de fapt din teren.

FIG.4.11 Detaliu rezemare planşeu

35

4.3.1.2. Degradări şi deficienţe In urma analizei, s-au constatat următoarele:

• lungimea halei de 84,0m depăşeşte lungimea recomandată de 60m pentru hale etajate având structura din elemente prefabricate- conf.normativ P100/92[75] pct.4.42;

• structura este neuniform alcatuită. La nivelul planşeului, pe direcţie transversală lipsesc grinzile de legătură, iar rezemarea elementelor de planşeu este excentrică pe grinzile longitudinal;

• alcătuirea constructivă este neconvenabil rezolvată, cu rigidităţi diferite pe cele două direcţii;

• concepţia grinzilor longitudinale de 6m, în formă de L, ce reazemă pe consola stâlpilor prefabricaţi şi preiau rezemarea excentrică a elementelor de planşeu Tpt1,5x18m pe consola grinzii, conduce la solicitări compuse de încovoiere cu răsucire. Aceste grinzi nu sunt concepute cu armătura dispusă pentru solicitări de torsiune, lipsind barele longitudinale perimetrale şi etrierii îndesiţi;

• la grinzile prefabricate etrierii sunt ø10 la distanţă de 10cm şi 20cm, iar la cele monolite etrierii s-au prevăzut ø8la 20cm distanţă şi betonul este neomogen. Din analiza efectuată rezultă că la aceste grinzi au apărut şi fisurile cele mai mari -până la 1mm;

• prinderea grinzilor longitudinale la partea inferioară pe consola stâlpilor, prin plăcuţe cu mustăţi, sudate între ele, este subdimensionată pentru preluarea solicitărilor compuse;

• în zona dintre axele 1-2 la monolitizarea zonei de reazem a elementelor de planşeu, nu s-a prevăzut armarea suplimentară prevazută în dispoziţia de şantier (turnarea având loc înainte de apariţia dispoziţiei de şantier);

• portalele de contravântuire introduse în urma primei expertize, pe şirurile longitudinale centrale la parter şi etaj, prezintă interspaţii la zonele de legatură cu stâlpii din beton armat, ceeace face ca ele să intre în lucru după deformarea accentuată a stâlpilor. Dispunerea lor centrală nu asigură o reducere semnificativă a tendinţei de rotire a structurii;

• la contactul dintre elementele de planşeu precomprimate şi zonele monolite au apărut fisuri care se datoresc deformaţiilor diferite dintre un element prefabricat Gtp şi zonele monolite mai rigide;

• la grinzile prefabricate de planşeu de 3,0m, între stâlpii centrali de la coridor,apariţia fisurilor la ~30-40cm de reazem pe conturul grinzilor, indică o solicitare de întindere, probabil din tendinţa de deformare a stâlpilor încărcaţi excentric din grinzile longitudinale;

• defecţiunile şi degradările apărute între elementele de închidere.

36

4.3.1.3.Mijloace de investigare –încercări nedistructive In vederea obţinerii unor date cât mai concludente, s-a apelat la

realizarea unor încercări nedistructive efectuate de un laborator autorizat. Rezultatele încercărilor au relevat faptul că betoanele şi configuraţia dispunerii armăturii corespund în general prevederilor din proiect. Totuşi s-au constatat trei grinzi longitudinale cu betoane segregate. 4.3.1.4. Evaluarea prin calcul La calculul structurii s-a avut în vedere conlucrarea spaţială a clădirii şi s-a efectuat cu programul CASE06-versiunea 1993. Calculul s-a efectuat pentru două situaţii:

• a_structura din faza proiectului iniţial; • b_intervenţia de pe parcursul execuţiei;

In tabelul 4.7. sunt prezentate rezultatele calculelor pentru cele două situaţii avute în vedere. Incărcările de calcul sunt aceleaşi în toate variantele.

Tabelul 4.7 SITUAŢIA _a_ SITUAŢIA _b_

direcţia X direcţia Y direcţia X direcţia Y perioada(sec) 0,857 0,75 0,742 0,678 coeficient e 0,977 0,846 0,976 0,846

coef.seismic 0,094 0,081 0,092 0,08 Def. max. Y(cm)

10,46 9,186 5,34 9,18

ZH (m 7,327 7,885 7,33 7,86 Qs (tf)-forţa seismică

1027 890 1027 890

Mr (tf*m) mom.răst.

7527 7019 7527 7019

DEPLASĂRI Etj.1 Parter Etj.1 Parter X Y X Y X Y X Y

deform./ Y

unde Y=0,2

10,2

5

9,2

7,5

4,0

3,3

9,0

3,85

4,0

valori admise 3,08 3,92 3,08 3,92 ROTIRI DE NIVEL

Etj.1 Parter Etj.1 Parter Qx Qy Qx Qy Qx Qy Qx Qy

rotiri %

0,64

1

1,17

6

1,36

4

0,71

1

0,32

9

1,17

6

0,64

9

0,71

1

rotiri limită admise %

0,35 0,35 0,35 0,35

37

4.3.1.5. Concluzii privind evaluarea performanţei construcţiei Analizând rezultatele calculului structurii, se constată că soluţia aleasă

iniţial conduce la o structură prea elastică şi neuniformă pe cele două direcţii, rezultând depăşiri ale deformaţiilor admise de norme (1,3% faţă de 0,35%).

Imbunătăţirile aduse de intervenţia din perioada execuţiei (varianta b) au avut o influenţă pozitivă, dar insuficientă;

Uşoara scădere a perioadei proprii de vibraţie se observă uşor în fig.4.13

4.3.2.Proiectarea consolid ării 4.3.2.1.Măsuri de intervenţie propuse Elementele suplimentare introduse în structură la parter şi etaj, s-au dispus astfel încât să satisfacă necesitatea reducerii efectului de torsiune şi au ţinut cont de posibilităţile amplasării lor în funcţie de spaţiile libere în fluxul de producţie şi constau în:

• portale metalice de contravântuire pe şirurile longitudinale, în traveile de capăt;

• portale metalice de contravântuire în zonele cu grinzi longitudinale monolite armate cu etrieri insuficienţi; aceste portale au şi rol de a descărca de sarcină grinzile longitudinale;

• cadre din beton armat de mare rigiditate între stâlpii culoarului central

0

2

4

6

8

10

12

STRUCTURA PROIECT

INITIAL

STRUCTURA DUPA

INTRODUCEREA

PORTALELOR

directia X

directia Y

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

STRUCTURA

PROIECT INITIAL

STRUCTURA DUPA

INTRODUCEREA

PORTALELOR

directia X

directia Y

FIG.4.12 Deformaţia maximă

FIG.4.13 Perioada proprie de vibraţie-sec

38

în axele de capăt. Cadrul înglobează prin cămăşuire stâlpii existenţi, rezemând pe o fundaţie comună ce cuprinde ambele pahare. 4.3.2.2.Evaluarea prin calcul a măsurilor propuse

Rezultatele obţinute sunt arătate în tablelul 4.8; se observă că acestea se încadrează în limitele prescrise. Tabelul 4.8

Rezultate ob ţinute în urma consolid ării direcţia

X direcţia

Y DEPLASĂRI Etj.1 Parter

perioada(sec) 0,472 0,447 deform./ Y

X Y X Y coeficient e 0,897 0,957 3,15 3,0 2,15 1,5

coeficient seismic

0,086 0,082 val.adm. 3,08 3,92

deformaţia maximă Y(cm)

3,55 2,985 ROTIRI DE NIVEL

Etj.1 Parter

ZH (m)- 7,705 7,44 Qx Qy Qx Qy Qb (tf)-forţa seismică

944 1006.5 rotiri % 0,22 0,45 0,4 0,35

Mr (tf*m) mom.răst.

7271 7493 rotiri limită admise %

0,35 0,35

Imbunătăţirea comportării structurii este arătată în fig.4.14 si 4.15:

0

0.2

0.4

0.6

0.8

STRUCTURA

INTERMEDIARA

STRUCTURA

CONSOLIDATA

directia X

directia Y

0

2

4

6

8

10

STRUCTURA

INTERMEDIARA

STRUCTURA

CONSOLIDATA

directia X

directia Y

FIG.4.14 Perioada proprie de vibraţie-sec

FIG.4.15 Deformaţia maximă-

39

Se observă că perioada proprie de vibraţie a scăzut cu aprox.50% între varianta iniţială şi cea finală. Deasemenea se remarcă reducerea deplasărilor pe direcţie transversală cu până la de 3 ori. 4.3.2.3.Analiza elementelor structurale S-au verificat elementele cu probleme, şi anume:

• grinzile longitudinale prefabricate şi monolite ce lucrează la solicitări compuse de încovoiere cu răsucire.

• modul de preluare a momentelor de la partea inferioară a reazemului la grinzile longitudinale, prin sudarea plăcuţelor înglobate în grindă cu cele de pe consola stâlpilor;

4.3.3.Solu ţia tehnic ă şi tehnologic ă adoptat ă pentru realizarea consolid ării

La alegerea soluţiei de consolidare s-a avut în vedere pe lânga datele rezultate din calcul şi cerinţele de a amplasa şi executa lucrările cu un deranj minim, hala fiind în funcţiune, cu spaţiile de depozitare ocupate.

• s-au realizat cadrele de mare rigiditate din deschiderea centrală pe axele de capăt; aceste lucrări au cuprins simultan cămăşuirea stâlpilor adiacenţi;

• consolidările au pornit de la fundaţii, cele două pahare s-au unit formând o fundaţie comună;

• s-a acordat atentie deosebită realizarii continuităţii armăturii pe verticală (fig.4.16).

FIG.4.16 Asigurarea continuităţii armăturilor verticale; se observă găurile date în planşeul existent pentru trecerea barelor şi realizarea cămăşuirii stâlplui superior

40

• execuţia portalelor metalice- cu contactul intim între partea metalică şi cea de beton, astfel încât elementul consolidat să lucreze unitar.

4.3.4. Concluzii Ca şi istoric şi mod de abordare, acest studiu de caz seamană cu cel

prezentat la subcapitolul anterior: construcţie nouă ce trebuie consolidată. In perioada scursă de la terminarea consolidării, hala a funcţionat la

capacitate maximă. Urmărirea comportării în timp a construcţiei se face prin mijloace simple şi a evidenţiat faptul că structura se comportă bine în condiţii normale de exploatare. In înscrisurile din jurnalul construcţiei, în urma inspecţiilor periodice efectuate, nu sunt semnalate probleme ale structurii sau elementelor de rezistenţă.

CAPITOLUL 5 ANALIZA EXPERIMENTAL Ă PRIVIND COMPORTAREA

ELEMENTELOR CONSOLIDATE 5.1.INTRODUCERE In vederea elucidării comportării reale a secţiunii compuse, consolidate, cu betoane de vârste diferite, s-au realizat încercări de laborator, pe secţiuni cămăşuite, pentru solicitările de încovoiere şi compresiune 5.2.DESCRIEREA ŞI PREGĂTIREA PROBELOR

Pentru fiecare solicitare în parte s-au considerat mai multe soluţii privind tehnologia de consolidare şi implicit conlucrarea între cele două materiale. Pentru fiecare soluţie în parte s-au realizat câte 3 epruvete, astfel încât rezultatele de laborator să fie cât mai concludente.

• prima soluţie a constat în prelucrarea feţelor secţiunii de consolidat prin buciardare.

• a doua soluţie a urmărit o îmbunătăţirea conlucrării; pentru aceasta pe lângă buciardare s-a realizat o legătura cu ajutorul conectorilor între armătura secţiunii inţiale şi armătura consolidării;

• realitatea din şantiere ne-a pus de multe ori în situaţia nerespectării tehnologiei de lucru impuse în proiect; pornind de aici am realizat o a treia soluţie, în care suprafeţele elementului de consolidat nu au fost prelucrate, mai mult acestea s-au acoperit cu un strat de impurităţi.

Pentru o comparare corectă a rezultatelor s-au realizat secţiuni etalon, având armarea indentică, dar turnate monolit.

41

5.2.1.Descrierea epruvetelor a) solicitatea de încovoiere Etalon A1- este un element cu lungimea de 105cm, şi secţiunea de 17,5x22,5cm. Armătura longitudinală este realizată din 4 bare de ø12, iar cea transversală din etrieri ø6 dispuşi la distanţa de 10cm. Clasa betonului s-a realizat C16/20. Etalon A2- este un element cu lungimea de 105cm, şi secţiunea de 10x15cm. Armătura longitudinală este realizată din 4 bare de ø8, iar cea transversală din etrieri ø6 dispuşi la distanţa de 7,5cm. Clasa betonului s-a realizat C8/10. Etalon A3- este un element cu lungimea de 105cm şi secţiunea 17,5x22,5cm. Armătura este realizată din două carcase, cumulând armarea etalonului A1 şi cea a etalonului A2. Elementul E1-are secţiunea iniţiala identică cu etalonul A2. Consolidarea s-a realizat printr-o cămăşuire cu o carcasă formată din 4 bare longitudinale de ø12 şi etrieri ø6 la 10 cm.distanţă. Prelucrarea feţelor secţiunii iniţiale s-a realizat prin buciardare.

Elementul E2-consolidarea este similară cu cea a probei E1, prelucrarea secţiunii iniţiale s-a realizat prin buciardare şi legare cu conectori (soluţia a doua de lucru). Elementul E3 - aceasta este proba la care între cele două secţiuni s-a realizat un plan de lunecare prin introducerea de impurităţi. Prin aceasta s-a încercat simularea unei situaţii de lucru necorespunzator pe şantier. a) solicitatea de compresiune

Etalon A4 - este o prismă cu înalţimea de 40cm, şi secţiunea de 25x25cm. Armătura longitudinală este realizată din 4 bare de ø12, iar cea transversală din etrieri ø6 dispuşi la distanţa de 10cm. Clasa betonului s-a realizat C16/20.

Etalon A5 - este o prismă cu înălţimea de 40cm, şi secţiunea de 15x15cm. Armătura longitudinală este realizată din 4 bare de ø8, iar cea transversală din etrieri ø6 dispuşi la distanţa de 7,5cm. Clasa betonului s-a realizat C8/10.

Etalon A6 - este o prismă omogena cu înalţimea de 40cm şi secţiunea 25x25cm. Armătura este realizată din două carcase, cumuland armarea etalonului A4 şi cea a etalonului A5.

Elementul E7 - prisma iniţială are secţiunea identică cu etalonul A5. Consolidarea s-a realizat printr-o cămăşuire cu o carcasă formată din 4 bare longitudinale de ø12 şi etrieri ø6 la 10 cm. distanţă. Prelucrarea feţelor secţiunii iniţiale s-a realizat prin buciardare.

42

Elementul E8 - prisma iniţială are secţiunea identică cu etalonul A5; prelucrarea secţiunii iniţiale s-a realizat prin buciardare şi legare cu conectori (soluţia a doua de lucru).

Elementul E9 - aceasta este prisma la care între cele două secţiuni s-a realizat un plan de lunecare prin introducerea de impurităţi. La fel ca şi la încercarea de încovoiere prin aceasta s-a urmărit crearea unei situaţii de lucru necorespunzator .

5.2.2.Scurt ă descriere a dispozitivului de încercare Utilajul pe care s-au încercat epruvetele este fabricat în RDG, în anul

1966, sub numele de Universal Testing Machines ZD100. Maşina a fost concepută pentru testarea oţelului şi a altor materiale de construcţii la solicitările de întindere, compresiune şi încovoiere. Date tehnice:

• Capacitatea maximă 100t • Deviaţii admise: ± 1% din 1/10 a fiecărei măsurători în parte. • motor trifazic de 380V • distanţa dintre reazemele reglabile mm 50 la 950 • distanţa între platane pentru solicitări de

întindere şi de compresiune: mm 750 • Alonja pistonului mm 250 • Reglarea rapidă a capului-central

cu cap aderent mm/min 300 • Limite reglementate: de la 0 la încărcarea maximă, cu creştere liniară

din 3...600s, cu oprire automată când este atinsă valoarea maximă a scalei şi pozitia limită a pistonului.

• Dimensiuni lungime x grosime x înalţime 3,0 x 1,5 x 3,3 m • Greutate 6,4 t

5.3.REZULTATELE ÎNCERCĂRILOR 5.3.1. Încovoierea epruvetelor

In tabelul 5.1. sunt sintetizate toate tipurile de epruvete cămăşuite, precum şi rezulatele obţinute pentru acest tip de solicitare.

Elementele au fost încărcate până la cedare. Schema statică pentru solicitarea de încovoiere este conf.fig.5.1.

43

FIG.5.4 Schema statică

Rezultatele încercărilor se vor compara cu rezultatele etalonului A3-

element omogen, cu beton de clasă C16/20, armată cu carcasă dublă . La elementul c ămăşuit folosind ca metodă de prelucrare simpla

buciardare E1(fig.5.2) rezulatele sunt satisfăcătoare, capacitatea portantă fiind de 80,30% din cea a etalonului.

Cel mai aproape de etalon s-a comportat elementul la care pe lângă

buciardare s-a realizat şi o legare a arm ăturilor longitudinale cu ajutorul conectorilor (E2). In acest caz capacitatea portantă a elementului este de ~93,36% din cea a etalonului.

In ceeace priveşte probele E3- modul de comportare a unui element

consolidat necorespunz ător , rezultatele vorbesc de la sine: capacitatea unui astfel de element este de doar 66,10% din cea a elementului omogen. Rezultatul este cât se poate de concludent; o tehnologie defectuoasă reduce cu o treime capacitatea elementului încovoiat faţă de cum a fost considerat în calcule.

Fig.5.2.Epruveta pentru încercarea E1-deschiderea fisurilor este de 2-3mm, la distanţa de ~30cm.Fisurile de pe faţa laterală se continuă şi pe intradradosul grinzii

44

Tabelul 5.1. Tabel recapitulativ privind încercările la solicitarea

de încovoiere şi rezultatele obţinute

Rezultatele obţinute pe diferitele probe încercate, sunt reprezentate grafic în fig. 5.3., unde se observă cu uşurinţă capacităţile portante ale elementelor încovoiate.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

ETALON A3-

media 176kN-

100%

PROBA E1-media

141kN-80,3%

PROBA E2-media

164kN-93,36%

PROBA E3-media

116kN-66,10%

EPRUVETA 1

EPRUVETA 2

EPRUVETA 3

FIG.5.3 Reprezentarea grafică a rezultatelor încercărilor la soliciatarea de încovoiere.

45

Cele trei încercări făcute după tehnologia descrisă la proba E2 se apropie cel mai mult de rezultatele obţinute de elementul etalon. Rezultatele obţinute prin buciardarea feţelor elementului iniţial-proba E1 sunt satisfăcătoare. Diferenţa mare de comportare apare la proba E3 la care s-a simulat o consolidare necorespunzătoare.

Săgeata făcută sub sarcină are valori cuprinse între 10mm÷16mm; aceasta este în strânsă legatură cu tehnologia de consolidare (fig.5.4): -la proba etalon săgeata este de 14mm la o sarcină capabilă de ~176kN, -la elementul E1 săgeata este de 16mm la o sarcină capabilă de ~141kN, -la elementul E2 săgeata este de 15mm la o sarcină capabilă de ~164kN, -la elementul E3 săgeata este de 15mm la o sarcină capabilă de ~116KN

După încercarea elementelor şi descărcarea de sarcină, s-au măsurat fisurile. De menţionat că din punct de vedere al formării şi deschiderii fisurilor toate elementele s-au comportat similar. Fisurile variază ca deschidere între 2-3mm la o distanţă de cca.25-30cm; diferită a fost numai forţa la care au apărut acestea.

La analiza unui element fisurat, după îndepărtarea cojii de beton, s-a observat cum fisurile de pe feţele vizibile se regăsesc şi în interior, în miezul cămăşuit, în continuarea celor din exterior (fig.5.5) . Acest lucru este foarte important şi indică faptul că cele două betoane au lucrat unitar.

0

5

10

15

20

ETALON ELEMENT E1 ELEMENT E2 ELEMENT E3

F[t0]

f(cm)

Fig.5.4.Diagrama variaţiei săgeţii sub sarcină, în funcţie de tehnologia de consolidare adoptată

Fig.5.5.Epruveta E2 după încercare-fisurile de pe feţele vizibile se regăsesc şi în miezul cămăşuit; acest lucru arată că cele două betoane de vârste diferite au lucrat împreună

46

5.3.2.Compresiunea epruvetelor prismatice In tabelul 5.2. sunt sintetizate toate tipurile de prisme cămăsuite, precum şi rezulatele obţinute pentru acest tip de solicitare. Prismele au fost încărcate până au aparut fisuri în betonul de cămăşuire. Schema statica pentru solicitarea de compresiune centrică este conf.fig.5.6

In cazul prelucrării feţelor prismei iniţiale numai prin buciardare,

prisma are 84,4% din capacitatea prismei etalon. Rezultatele pe prisma simulată ca şi consolidare necorespunzatoare E9, ne arată că nu se atinge decât 79% din capacitatea etalonului. Pentru o mai bună înţelegere a fenomenului, au fost exprimat grafic capacităţile portante ale prismelor consolidate în raport cu etalonul (fig.5.8).

FIG.5.6 Schema statică de încărcare

Fig.5.7.Epruveta pentru încercarea E8 Poziţia şi direcţia fisurii indică desprinderea cămăşuirii (coajei)

Rezultatele încercărilor se vor compara cu rezultatele etalonului A6-prisma omogenă,cu beton de clasa C16/20, armată cu carcasă dublă .

La fel ca la solicitarea de încovoiere, şi la solicitarea de compresiune centrică, cel mai aproape de epruveta etalon s-a comportat prisma cămăşuită prin buciardarea feţelor şi legarea armăturilor longitudinale cu conectori E8 (fig.5.7).

47

Tabel 5.2.

Tabel recapitulativ privind încercările la solicitarea de compresiune şi rezultatele obţinute

După ce prismele au fost încercate şi înlăturate de pe dispozitivul de încercare, s-a înlăturat coaja de beton (cămăşuiala) uneia dintre ele. Fisura de pe faţa vizibilă a prismei nu se regăseşte în masa de beton a miezului cămăşuit (fig.5.9). Aceasta s-a datorat cămăşuielii relativ subţiri şi insuficient fretate.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

ETALON A6-

media 1420kN-

100%

PRISMA E7-

media 1198kN-

84,4%

PRISMA E8-

media 1255kN-

88,4%

PRISMA E9-

media 1122kN-

79%

EPRUVETA 1

EPRUVETA 2

EPRUVETA 3

FIG.5.8. Reprezentarea grafică a rezultatelor încercărilor la soliciatarea de compresiune

Fig.5.9.Epruveta E7; după desfacerea cămăşuielii se observă că fisura nu se regăseşte în miezul initial

48

5.4.INTERPRETAREA REZULTATELOR. CONCLUZII Rezultatele încercărilor de laborator au pus în lumină modul de

comportare a elementelor cămăşuite cu betoane de vărste diferie, folosind tehnologii de pelucrare a miezului diferite.

1. în măsura în care se realizeaz ă o conlucrare bun ă între betoanele de vârste diferite , secţiunea rezultată se comportă sub sarcină ca un element unitar, rezultatul fiind apropiat unui element similar monolit (~93,4% pentru elementul încovoiat, respectiv 88,4% pentru cel solicitat la compresiune centrică).

2. în momentul în care nu se respect ă partial sau în totalitate tehnologia de realizare a c ămăşuirii , sec ţiunea rezultată poate pierde până la o treime din capacitatea sa portant ă .

3. pe langă capacitatea portantă, rigiditatea elementului rezultat este într-o strâns ă legătur ă cu tehnologia aplicat ă pentru c ămăşuire : astfel la solicitarea de încovoiere:

• elementul de tip E2 (cămăşuit prin buciardare şi legare cu conectori) se apropie cel mai mult ca şi comportare de elementul etalon monolit, fiind însă mai puţin rigid decât acesta (săgeata de 15mm la o sarcina de 164kN, faţă de elementul etalon săgeata de 14mm la o sarcina de 176mm);

• rigiditatea elementul scade atunci când la executarea cămăşuirii nu se acordă impotanţa cuvenită tehnologiei de prelucrare a miezului.

CAPITOLUL 6

CALCULUL ELEMENTELOR ŞI VERIFICAREA NUMERICĂ PRIN METODA ELEMENTULUI FINIT A REZULTATELOR DE LABORATO R

6.1. NECESITATEA SIMULĂRII NUMERICE A STRUCTURII Colapsul structurilor este un fenomen greu de simulat prin teste fizice. De aceea simularea numerică este o abordare de cercetare necesară. In general, colapsul unei structuri este un proces numeric greu de reprodus datorită modificărilor continue ale structurii de la o fază la alta. Deformaţiile elasto-plastice şi energia disipată înainte de prăbuşire trebuie corect reproduse de modelul numeric.

Metoda elementului finit poate simula acceptabil de exact comportarea structurii în faze incipiente ale cedării, şi înainte de prăbuşire. Avantajul metodei elementului finit este inclusiv acela că deja există programe de calcul şi simulare implementate.

In analiza ce urmează s-au folosit “Robot Structural Analysis Professional 2010” , “Altiscad Intelishape” şi “Etabs-Integrated analysis, design and drafting of building system” , softuri ce permit utilizatorilor să

49

creeze structuri, să efectueze calculele şi să verifice rezultatele. Acestea sunt programe integrat grafic pentru modelarea, analiza şi proiectarea diverselor tipuri de structuri. Pentru uşurinţa calculului s-a ales metoda 2D stare plană de tensiuni. Analiza s-a facut astfel încât să se simuleze comportarea sub sarcină a unui element tip panou. Discretizarea elementului s-a realizat utilizând metoda triangulaţiilor Delaunay[37].

6.2. DESCRIEREA MODELULUI DE ELEMENT FINIT SUPUS LA INCOVOIERE Schema statică de încărcare este prezentatăîn fig.6.1.

Modelarea elementelor s-a facut pas cu pas, urmărind comportarea în

zona elastică (stadiul I), apariţia primei fisuri, apoi pe rând a următoarelor fisuri (stadiul II), până la cedarea elementului (stadiul IIa).

In analiza ce urmează s-au admis următoarele ipoteze simplificatoare: -betonul comprimat se comportă elastic, deci se supune legii lui Hooke; -betonul nu lucrează la întindere; -secţiunile plane rămân plane şi după deformare (respectă legea lui Bernoulli).

La elementele cămăşuite s-a urmărit şi comportarea la lunecare între betoanele de vârste diferite. 6.2.1. Elementul etalon –monolit, de 95cm lungime, cu înălţimea de 22,5cm şi grosimea de 17,5cm; s-a împărţit în panori cu înălţime de 37,5mm extremele şi 30mm cele interioare (fig.6.2). Materialul este beton C16/20. Armarea este cea din fig.6.3.

FIG.6.2.Element etalon discretizat utilizând metota triangulaţiilor Delaunay

6.2.2.Cămăşuiala ideal ă este un element consolidat prin cămăşuială, la care s-a considerat perfectă conlucrarea între betoanele de vârste diferite.

Fig.6.1. Schema statică de încărcare pentru elementul supus la încovoiere

50

Miezul este 10x15cm din beton de clasă C8/10(cele cinci panouri centrale), iar cămăşuială C16/20 (panourile extreme). Dimensiunea finală a elementului este 17,5x22,5cm. Armarea este similară cu cea a elementului E1(fig.6.4); în modelarea de calcul nu s-au introdus conectorii, considerând legătura dintre cele două betoane ca fiind perfectă.

6.2.3.Cămăşuiala necorespunz ătoare - este deasemenea un element consolidat (modelarea a urmărit elemntul E3), la care conlucrarea între betoane este imperfectă. Pentru simularea “imperfecţiunii” conlucrării, între miez şi cămaşă s-a introdus un element de tip panel (shell) având caracteristici de elasticitate şi rezistenţă scăzute, comparabile cu ale unui beton de clasă inferioară- C2,8/3,5 (fig.6.5).

6.3. ANALIZA ELEMENTULUI SUPUS LA INCOVOIERE 6.3.1. Elementul etalon Intr-o primă fază încărcarea panoului s-a făcut până la limita zonei elastice (stadiul Ia); aceasta corespunde momentului imediat înainte de apariţia primei fisuri în betonul din zona întinsă a elementului; în fibrele extreme întinse, betonul atinge simultan rezistenta de rupere la întindere (Rt) şi deformaţia specifică limită la întindere (etu). Forţa la care se crează condiţiile apariţiei primei fisuri este P=19,98kN (Mcap.f=4,745 kNm).

FIG.6.3.Element etalon-secţiune

FIG.6.4.Element cămăşuit -secţiune

FIG.6.5.Element cămăşuit necorespunzător discretizat utilizând metota triangulaţiilor Delaunay. Cu albastru s-a evidenţiat zona de contact prelucrată necorespunzator

51

Tensiunile sbx si sb1 sunt arătate în fig.6.6. şi 6.7.

FIG.6.6.Tensiunile normale [N/mm2] în panoul etalon la limita la care la partea

inferioară s-au produs condiţiile apariţiei primei fisuri

FIG.6.7.Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul etalon la limita la

care la partea inferioară s-au produs condiţiile apariţiei primei fisuri Deformata este indicată în fig.6.8. Valoarea maximă a săgeţii la mijlocul deschiderii, pe direcţia forţei este de 0,06mm.

FIG.6.8.Deformata - panoul etalon la limita la care la partea inferioară s-au

produs condiţiile apariţiei primei fisuri In continuare se propune un calcul simplificat, ce ar putea fi de ajutor

în lipsa programelor de element finit. Diagramele reală şi de calcul (simplificată) [2] a stării de eforturi unitare pentru acest stadiu sunt prezentate în fig.6.9.

52

a) b) FIG.6.9.Diagramele de calcul pentru stadiul Ia (limita zonei elastice)

a)diagrama reală; b)diagrama simplificată de calcul

Momentul de încovoiere total preluat de secţiune se scrie sub forma: Mcap.elastic=Mfisurare beton+Marmatura (6.1) Mcap.elastic= Nbt*z + Aa1*sa1(h01-x+yNbc)+ Aa2*sa2(h02-x+yNbc) (6.2)

unde sa1=Eaea1 si sa2=Eaea2 (6.3)

din diagrama deformaţiei specifice ea1 = etu ��

��, respectiv

ea2 = etu ��

�� (6.4)

unde etu=0,1‰ deformaţia specifică ultimă a betonului la întindere. Ecuaţia (6.2) devine

Mf.total =b(h-x)Rt[��

� +yNbc]+ Aa1Eaetu

��

�� (h01-x+yNbc)+ Aa2Eaetu

��

�� (h02-

x+yNbc) (6.5) Pentru determinarea necunoscutei x (poziţia axei neutre) din diagrama eforturilor unitare se face ecuaţia de proiecţie:

Nbc=Nbt+Aa1sa1+Aa2sa2 (6.6) Nbc=0,5bxsb (6.7), unde sb se poate scrie sub forma

sb=Ebetu �

�� (6.8)

ecuaţia (6.6) devine

0,5bxEbetu �

�� =bRt(h-x)+ Aa1Eaetu

��

�� + Aa2Eaetu

��

�� (6.9)

înlocuind valorile numerice în ecuaţia (6.9), rezultă o valoare a lui x=118.58mm Inlocuind x în (6.5) şi (6.8), momentului de fisurare Mcap.elasic =4,22kNm şi sb=3N/mm2

Conform schemei statice din fig.6.1 momentul încovoietor M= ��

�

rezultă forţa la care se produce prima fisură P=17.77kN

53

Deformaţia d=��

�� =

� . ��

�� =0.07mm

O altă formulă de calcul a momentului de fisurare[11] este Mcap elastic =0,29*cplbh2Rt+2nRtAa(h0-h/6) (6.10) unde cpl=coeficient ce ţine cont de plasticizarea parţială a betonului întins

n=Ea/Eb efectuând calculul, rezultă Mcap.elastic= 4,125kNm , respectiv forţa la care se produce fisurarea P=17,37kN. Valorile momentelor de fisurare obţinute prin metode de calcul simplificate sunt sensibil egale între ele şi se apropie de valoarea momentului de fisurare obţinut cu ajutorul MEF.

Odată cu aparitţia primei fisuri, elementul intră în stadiul II de lucru; de fapt acesta corespunde sarcinilor de exploatare, când elementul are zona întinsă fisurată.

In modelul de calcul, zonei fisurate (respectiv panoului inferior) i s-a atribuit un modul de elasticitate scăzut. Elementul s-a încărcat în continuare, iar fisurile de la partea inferioară au crescut (fig.6.10).

FIG.6.10. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul etalon în stadiul II de lucru P=21,7kN In continuare, pas cu pas, elementul a fost încărcat progresiv, creindu-se condiţiile apariţiei fisurilor ulterioare (fig.6.11). Panourile inferioare considerate fisurate au caracteristici elastice reduse.

FIG.6.11. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul etalon în stadiul II de lucru (P=30kN)

Diagramele reală şi de calcul (simplificată) a stării de eforturi unitare[42] pentru stadiul II sunt prezentate în fig.6.12.

54

a) b) FIG.6.12.Diagramele de calcul pentru stadiul II de lucru

a)diagrama reală; b)diagrama simplificată de calcul Pentru determinarea tensiunilor unitare în beton şi armătură trebuie stabilită poziţia axei neutre. Pentru aceasta se scrie ecuaţia proiectiilor pe axa elementului:

Nbc= Aa1sa1+Aa2sa2 unde Nbc= 0,5bxsb (6.11) din diagrama deformaţiei specifice

ea1=eb ��

� şi ea2=eb

��

� (6.12)

In această fază de lucru, acceptarea ipotezei lui Bernoulli în dreptul fisurilor, reprezintă o ipoteză privind raportul convenţional între deformaţiile zonei comprimate şi ale armăturilor întinse (în realitate secţiunea iniţială plană se desparte în alte două secţiuni după apariţia fisurii)[11] . Pentru a ţine cont de efectul eventualelor deformaţii plastice asupra deformaţiilor specifice, modulul de elasticitate se introduce în calcul cu o valoare corectată, denumită modul de deformaţie[11]

Eb’ = �,�

��, �� (6.13)

unde n=raportul dintre momentul încovoietor din încărcările de exploatare

de lungă durată şi cel din încărcările de exploatare totale (n=��

�

�� ~0,7)

φ=valoarea maximă de calcul a caracteristicii deformaţiei în timp a betonului (pentru C16/20 φ=3,0)

Rezultă Eb’ =10537N/mm2 ecuaţia (6.11) devine

0,5bxEb‘eb= Aa1Eaeb ��

� + Aa2Eaeb

��

� (6.14)

rezolvând ecuaţia rezultă x=87,238mm. Efortul unitar în betonul comprimat pentru stadiu II este[11]

sb=��

��

(6.15)

55

unde MII=momentul încovoietor în stadiul II Ibi=momentul de inerţie al secţiunii omogene în stadiul II fisurat

Ibi = Ibc+neAa1(h01-x)2 +neAa2(h02-x)2 (6.16)

unde ne =�

=

��

�� =19,93

şi Ibc =momentul de inerţie al zonei comprimate în raport cu axa neutră;

pentru o secţiune dreptunghiulară Ibc = ��

�

Ibi=1,0812*108 mm4 MII=1,3*104eb [kNm] unde 0,316‰<eb<1,23‰

Limita superioară a stadiului II este stadiul IIa; acesta începe când armatura longitudinală întră în zona de curgere (fig.6.13 şi 6.14), fără ca betonul comprimat să se zdrobească. Valoarea ultimă a forţei (capacitatea portantă a elementului) este 114kN (M=27,07kNm).

FIG.6.13. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul etalon la limita capacităţii portante

FIG.6.14.Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul etalon

la limita capacităţii portante

Diagramele reală şi de calcul (simplificată) a stării de eforturi unitare[2] pentru stadiul IIa sunt prezentate în fig.6.15.

56

a) b) FIG.6.15.Diagramele de calcul pentru stadiul IIa de lucru

a)diagrama reală; b)diagrama simplificată de calcul Din ecuaţia proiecţiilor pe axa elementului:

Nbc= Aa1sa1+Aa2sa2 unde Nbc= bxsb=bxEb‘eb (6.17) din diagrama deformaţiei specifice

ea1=eb ��

� si ea2=eb

��

� (6.18)

rezultă x=67,475mm. In continuare, folosind relaţiile (6.15) si (6.16) se determină Ibi=1,167*108mm4 sb=13,82N/mm2 < Rc(16,6N/mm2) sa1=537N/mm2 sa2=414N/mm2 Momentul capabil al stadiului IIa rezultat din calculul simplificat este Mcap=23,90kNm, sau conform schemei statice din fig.6.1. P=100,59kN. Este important de văzut comportarea elementului la forţe tăietoare. Determinarea efortului tangential maxim tb max se calculează cu relaţia[11]

tb max. = �

�� (6.19)

unde Q= farta taietoare b=latimea elementului z=bratul de parghie în stadiul IIa (~0,85ho)[11]

rezultă tb max. = 1,785 N/mm2 > Rt (1,43N/mm2), deci betonul fisurează în dreptul axei neutre Eforturile principale de întindere în dreptul axei neutre

sb1= tb max. [11] (6.20) sunt preluate de etrieri şi se calculează cu relaţia[11]

sae=��

�

(6.21)

unde ae= distanţa între etrieri şi Aae= aria armăturii etrierilor sae=235N/mm2

57

Elementul şi-a atins capacitatea portantă prin curgerea armăturii întise, iar tensiunile principale de întindere ating şi depăsesc valoarea rezistenţei la întindere a betonului. Aceste eforturi sunt preluate de etrieri până când şi ei ajung în zona de curgere. Acest moment reprezintă limita superioară a stadiului IIa-respectiv cedarea elementului.

Deformaţia ultimă d=��

�� =

��, ��

�� ,�� =1,462mm

In tabelul 6.1 sunt centralizate datele privind comportarea panoului

etalon, facând în acelasi timp şi o comparaţie între metoda de calcul simplificat şi MEF.

Tabelul 6.1. Nr. crt

STADIU

FIZIC

MEF Calcul simplificat

Valoarea for ţei -kN-

Valoarea mom.inc.

-kNm-

Val. sage ţii -mm-

Valoarea mom.inc.

-kNm-

Val. sage ţii -mm-

1 Stadiul elastic

< 19,98 < 4,745 0,06 < 4,125 0,07

2 Stadiul II de lucru

19,98<P<84,2 4,745<M<20 stadiul II 4,125<M<15,8

Stadiul IIa

84,20<P<114 20,0<M<27 stadiul IIa 15,8<M<23,9

3 Stadiul final -

114,00 27,07 0,56 23,90 1,462

6.3.2. Elementul c ămăşuit ideal Forţa la care se crează condiţiile apariţiei primei fisuri este P=14,56kN (Mcap.f=3,46kNm).

FIG.6.16.Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul cămăşuit “ideal” la limita la care la

partea inferioară s-au produs condiţiile apariţiei primei fisuri

58

FIG.6.17. Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul cămăşuit “ideal” la limita la care la partea inferioară s-au produs condiţiile apariţiei primei fisuri De aici elementul intră în stadiul II de lucru. La fel ca la elementul etalon, în modelul de calcul, zonei fisurate (respectiv panourilor inferioare) li s-a atribuit un modul de elasticitate scăzut. Elementul s-a încărcat în continuare, iar fisurile de la partea inferioară au continuat să crească (fig.6.18).

FIG.6.18. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul cămăşuit ideal în stadiul II de lucru

(P=23kN)

FIG.6.19. Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul cămăşuit ideal

în stadiul II de lucru (P=23kN)

59

Elementul cedează în stadiul IIa prin curgerea armăturii întinse, fără zdrobirea betonului comprimat (fig.6.20); tensiunile principale de întindere depăşesc valoarea rezistenţei la întindere a betonului(fig.6.21).

FIG.6.20. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul cămăşuit ideal în stadiul IIa de lucru

(pentru punerea în evidenţă a fenomenului, panourile inferioare fisurate nu au fost arătate în figură)

FIG.6.21.Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul cămăşuit ideal

în stadiul IIa de lucru

Pentru calculul simplificat (menţinând aceleaşi ipoteze prezentate la pct.6.2) algoritmul este similar secţiunii etalon. Pornim de la ipoteza Mtotal= Mmiez+Mcamasa,

FIG.6.22 Schema de calcul pentru stadiul Ia (limita zonei elastice)

a)secţiunea; b)diagrama simplificată de calcul

60

Pentru determinarea momentului de fisurare (stadiul Ia), relatia (6.5) se scrie sub forma Mtotal=Nbt rezultant*Zb+ Aa1sa1(ho1-x+ybc) + Aa2sa2(ho2-x+ybc) (6.22) Notaţiile sunt conform.fig.6.23- diagrama de calcul simplificată, unde eforturile Nbt1, Nbt2, Nbc1 si Nbc2 s-au înlocuit cu rezultantele lor Nbt rezultant, respectiv Nbc rezultant.

Inălţimea secţiunii comprimate “x” se află din ecuaţia de proiecţie pe abscisa (fig.6.22b): Nbc1+Nbc2=Nbt1+Nbt2+ Aa1sa1+ Aa2sa2 (6.23)

Nbc1=Abc1*sb cam Nbc2=Abc2*sb miez (6.24) unde Abc1, Abc2 aria secţiunii comprimate a cămăşii, respectiv a miezului sb cam si sb miez se pot scrie sub forma

sb cam=Eb1etu �

�� sb miez=Eb2etu

��,�

�� (6.25)

înlocuind valorile, ecuaţia (6.23) devine

0,5(2b1x+b2h1)E1etu�

�� +0,5b2 (x- h2) E2etu

��

�� =

=[2b1 (h-x)+ b2* h1]Rt1 + (h-x- h1) b2* Rt2+Aa1Eaetu ��

�� + Aa2Eaetu

��

��

(6.26) înlocuind valorile numerice în ecuatia (6.26), rezultă o valoare a lui x=121mm înlocuind x în (6.22) rezultă momentul de fisurare M=3,146kNm (forţa ce acţionează asupra elementului este P=13,24kN). In calcularea deformaţiei, pentru a obţine un rezultat acoperitor, se intră în formulă cu modulul de elasticitate al elemntului cel mai slab calitativ (respectiv cu modulul de elasticiate al miezului).

FIG.6.23 Diagrama de calcul simplificată pentru calculul momentului de fisurare

61

d=��

�� =

��,��

�� =0,068mm

Calculul simplificat pentru stadiul IIa superior (practic cedarea elementului), urmărind algoritmul de calcul de la pct. 6.3.1 ne conduce la urmatoarele rezultate: poziţia axei neutre x=73mm Eb1=10537N/mm2 Eb2=7320N/mm2 Ibi=1,155*108mm4 sb camasa=11,60N/mm2 < Rb(16,6N/mm2) sb miez=7,63N/mm2 < Rb(8,5N/mm2) sa1=399N/mm2 sa2=304N/mm2 Momentul capabil al stadiului IIa rezultat din calculul simplificat este Mcap=19,22kNm, sau conform schemei statice din fig.6.1. P=80,94kN. Eforturile principale de întindere în dreptul axei neutre preluate de etrieri sae=235N/mm2 etrierul exterior si sae=151,4N/mm2 etrierul interior

Valoarea deformatei d=��

�� =

�,��

��,� �� =1,71mm

In tabelul.6.2. sunt indicate valorile forţei la limita căreia sunt create condiţii pentru deschiderea fisurilor, precum şi valoarea maximă corespunzatoare a săgeţii. Tabelul 6.2. Nr. crt

STADIUL

FIZIC



Valoarea momentului

-kNm-

Val. sage ţii -mm-

Valoarea momentului

-kNm-

Val. sage ţii -mm-

1 Stadiul elastic

< 14,56 < 3,46 0,06 < 3,146 0,068


14,56<P<71,6 3,46<M<17,0 stadiul II 3,15<M<14,6

Stadiul IIa

71,57<P<93 17,0<M<22,1 stadiul IIa 14,58<M<19

3 Stadiul final -

93,05 22,10 0,66 19,22 1,71

6.3.3. Elementul c ămăşuit necorespunz ător Forţa la care se crează condiţiile apariţiei primei fisuri este P=12,46kN (Mcap.f=2,96kNm).

FIG.6.24.Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul cămăşuit necorespunzător la limita la

care la partea inferioară s-au produs condiţiile apariţiei primei fisuri

62

Comportarea elementului în stadiu fisurat, intermediar este arătată in fig.6.26 si 6.27.

FIG.6.26. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul cămăşuit necorespunzător

în stadiul II de lucru (P=14kN)

FIG.6.27. Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul cămăşuit

necorespunzător în stadiul II de lucru (P=14kN) Tensiunile atinse la capacitatea limită ultimă sunt arătate în fig. 6.28 si fig.6.29.

FIG.6.25. Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul cămăşuit

necorespunzător la limita la care la partea inferioară s-au produs condiţiile

63

FIG.6.28. Tensiunile sbx [N/mm2] în panoul cămăşuit necorespunzător în stadiul

IIa de lucru (pentru punerea în evidenţă a fenomenului, panourile inferioare fisurate nu au fost arătate în figură)

FIG.6.29.Tensiunile principale de întindere sb1 [N/mm2] în panoul cămăşuit

necorespunzător la limita la care armătura întinsă intră în curgere Pentru calculul simplificat, s-a ales la limită ipoteza că între miez şi cămaşă nu există conlucrare, deci capacitatea elementului o dă cămaşa. Calculul s-a realizat conform celor arătate în subcapitolele anterioare. Pentru calculul în domeniul elastic se vor utiliza expresiile (6.6) si (6.5) de unde rezultă poziţia axei netre x=122,94mm, respectiv momentul de fisurare M=2,652kNm (P=11,17kN).

Deformaţia d=��

�� =

��,��

��,�� =0.053mm

Calculul simplificat pentru limita superioară a stadiului IIa, urmărind algoritmul de calcul de la pct. 6.3.1 ne conduce la urmatoarele rezultate: poziţia axei neutre x=67,36mm Ibi=0,8815*108mm4 sb=8,22N/mm2 < Rb(16,6N/mm2) sa1=320N/mm2 Momentul capabil al stadiului IIa rezultat din calculul simplificat este Mcap=10,76kNm, sau conform schemei statice din fig.6.1. P=45,32kN. Efortului tangenţial max tb max=1,79N/mm2 > Rt Eforturile principale de întindere în dreptul axei neutre preluate de etrieri

sae=235N/mm2

Deformaţia ultima d=��

�� =

� ,��

�� ,� �� =0,87mm

64

Rezultatele sunt puse în evidenţă în tabelul 6.3 Tabelul 6.3. Nrcrt

STADIUL FIZIC



Valoarea momentului

-kNm-

Val. sage ţii -mm-

Valoarea momentului

-kNm-

Val. sage ţii -mm-

1 Stadiul elastic

< 12,46 < 2,96 0,0582 < 2,652 0,053


12,46<P<77

2,96<M<18,3

stadiul II 2,652<M<10,

76

stadiul final 10,76

0,87 3 Stadiul

final - 77,14 18,32 0,722

Din calculul simplificat se evidenţiază faptul că elementul nu are stadiul IIa, cedarea producându-se datorita forfecarii betonului şi intrării în curgere a etrierilor. 6.4. ANALIZA COEFICIENTULUI DE FRECARE Constatând comportarea diferită a grinzilor cămăşuite în funcţie de prelucrarea suprafeţelor miezului, s-a calculat valoarea coeficientului de frecare pentru fiecare caz în parte.

Pentru determinarea coeficientului de frecare se calculeaza tensiunile tangentiale pe linia 1-1. Secţiunile tangenţiale maxime (linia 2-2) au fost calculate la pct.6.3 Pornind de la relatia lui Jurawski

t= ��

�� (6.27)

unde Sbi=momentul static al porţiunii situate deasupra fibrei în care se determină tb , faţă de axa ce trece prin centrul de greutate al secţiunii omogene (Sbc=0,5bh1

2) [11] Q=forţa tăietoare b=lăţimea secţiunii I=momentul de inerţie al sectiunii omogene

65

expresia lunecării este: L=t*b*dL (6.28) Lunecarea se mai poate scrie sub forma L=mARt (6.29)

Egalând expresiile (6.28) şi (6.29) t b(dL)= mARt ,

rezultă t=mRt (6.30) unde Rt= rezistenţa caracteristică la întindere a betonului de clasă inferioară 6.4.1. Elementul etalon Tensiunea tangenţială în dreptul axei 1-1 în faza finală este:

τ1-1= �,��. �� , ��

�� ,�� = 1,974 N/mm2

Axa 1-1 intersectează două ramuri de etrier. Tensiunea preluată de etrieri este

σb1etr= � �

�

(6.31)

σb1etr=��

�� =0,765 N/mm2

tensiunea preluată numai de beton este τbet=1,208N/mm2 Coeficientul de frecare

m=!��

"�

=�,��

�,�� = 0,845

6.4.2. Elementul c ămăşuit ideal Respectând modul de lucru arătat mai sus, tensiunea tangenţială în dreptul axei 1-1

τ1-1=��,��. �� , ��

�� = 1,254 N/mm2

Tensiunea preluată de etrieri σb1etr=0,765 N/mm2 , iar tensiunea preluată de beton τbet=0,489N/mm2

Coeficientul de frecare m =�,��

�,�� = 0,532

FIG.6.30.Element cămăşuit-secţiune

66

Pentru elementul cămăşuit neglijent am presupus de la început că nu există legătură între cele doua betoane, deci în cazul de faţă m = 0.

6.5.ANALIZA COMPARATIV Ă PRIVIND COMPORTAREA LA INCOVOIERE A ELEMENTELOR CĂMĂŞUITE CU TEHNOLOGII DIFERITE Raportând capacităţile portante ale elementelor cămăşuite la elementul etalon, se ajunge la reprezentarea grafică din fig.6.32 si 6.33.

Rezultatele obţinute analitic (atât cu metoda elementului finit cât şi calcul simplificat) confirmă rezultatele obţinute în laborator.

a) din analiza graficelor de mai sus, comparativ cu rezulatele încercărilor de laborator reflectate în graficul din fig.5.3, se observă că ele sunt similare; capacitatea portantă a elementului cămăşuit ideal rezultată din calcul (80,4% calcul simplificat, respectiv 81,64% MEF) este comparabilă cu cea a elementului buciardat E1 (85,9%).

In ceeace priveşte elementul cămăşuit necorespunzător, rezultatul de laborator ne arată o scădere a capacităţii faţă de etalon cu 26,2% ; în

0

5

10

15

20

25

30

ETALON 100% CAMASUIRE

IDEALA 80,4%

CAMASUIRE

NECORESP. (INEL

CAMASA) 39.7%

M[kNm]

M[kNm]

0

5

10

15

20

25

30


IDEALA 81,64%

CAMASUIRE

NECORESP.

67,67%

M[kNm]

M[kNm]

FIG.6.31 Reprezentarea grafică a rezultatelor la soliciatarea de încovoiere din calculul simplificat.

FIG.6.32 Reprezentarea grafică a rezultatelor la soliciatarea de încovoiere din calculul cu metoda elementului finit

67

calculul analitic simplificat nu s-a putut modela aceasta situaţie; elementul se comportă între o secţiune inelară şi o secţiune cămăşuită perfect. Rezultatele obţinute prin metoda elementului finit ne indică o scădere a capacităţii elementului cu ~32%.

Diferenţele dintre valorile numerice rezultate din calcul şi cele de laborator, se datoresc condiţiilor de lucru din laborator, respectiv caracteristicilor superioare ale betonului de laborator; în calcul s-a lucrat cu valorile normate ale betoanelor şi armăturilor, conform prescripţiilor tehnice existente.

b) Cedarea etalonului şi elementului cămăşuit ideal se produce prin epuizarea capacităţii betonului la eforturi principale de întindere şi intrarea armăturii longitudinale şi transversale în curgere, fără ca betonul comprimat să se zdrobească; pentru elementul cămăşuit neglijent (în ipoteza în care între miez şi cămaşă nu există conlucrare, deci capacitatea o dă secţiunea inelară a cămăşii) epuizarea elementului se datoreşte faptului că eforturile principale de întindere depăşesc valoarea rezistenţei la întindere a betonului şi armătura transversală intra în zona de curgere, toate acestea fără zdrobirea betonului comprimat; practic acest tip de element şi-a epuizat capacitatea fără a intra în stadiul de lucru IIa;

c) Evoluţia rigidităţii elementelor din beton armat supuse la încovoiere este pusă în evidenţă în graficul din fig.6.33.

FIG.6.33 Evoluţia rigidităţii elementelor din beton armat, supuse la încovoiere

68

6.6. DESCRIEREA MODELULUI DE ELEMENT FINIT SUPUS LA COMPRESIUNE CENTRICĂ Modelarea elementelor s-a făcut pas cu pas, urmărind comportarea în cele trei faze: elastică( 0<σb< R0 – rezistenţa la microfisurare), elasto-plastică (R0<σb<Rcrt.), şi faza finală, respectiv ruperea (Rcrt<σb<Rc.) Schema statică de încărcare este prezentată în fig.6.34

6.6.1. Elementul etalon – este un panou unitar, monolit de 40cm înălţime, şi secţiunea de 25x25cm. (fig.6.36). Materialul din care este realizat este beton C16/20. Armarea este similară etalonului A6 6.6.2.Elementul c ămăşuit ideal este un element consolidat prin cămăşuire, la care s-a considerat perfectă conlucrarea între betoanele de vârste diferite. Miezul este 15x15cm din beton de clasă C8/10, iar cămăşuiala C16/20. Dimensiunea finală a elementului este 25x25cm. Armarea este similară cu cea a elementului E8 (în modelarea de calcul s-au omis conectorii, considerând implicit perfectă legătura dintre cele două betoane).

FIG.6.35 Element etalon discretizat utilizând metoda triangulaţiilor Delaunay

Fig.6.34. Schema statică de încărcare pentru elementul supus la compresiune centrică

FIG.6.36.Element etalon-secţiune

FIG.6.37.Element cămăşuit -secţiune

69

6.6.3.Element c ămăşuit necorespunz ător - este un element consolidat, la care conlucrarea între betoane este imperfectă. Pentru simularea “imperfecţiunii” conlucrării, între betoanele de miez şi cămăşă, s-a introdus un alt element de tip panel (shell) având caracteristici de elasticitate şi rezistenţă scăzute, comparabile cu ale unui beton de clasă inferioară.

6.7. ANALIZA ELEMENTULUI SUPUS LA COMPRESIUNE CENTR ICĂ 6.7.1. Elementul etalon Panoul s-a încărcat treptat, cu o forţă axială de compresiune centrică, până ce efortul unitar normal de compresiune din beton a atins valoarea rezistenţei de microfisurare[11] (fig.6.39). Până în această fază se consideră că betonul s-a comportat perfect elastic. Valoarea acestei forţe este 325kN.

FIG.6.38.Element cămăşuit neglijent discretizat utilizând metota triangulaţiilor Delaunay. Cu albastru s-a evidenţiat zona de contact prelucrată neglijent

FIG.6.39.Tensiuni sbx [N/mm2] în elementul etalon la limita comportării elastice

70

Volumul prismei scade liniar, datorită compactării pe direcţie longitudinală (se închid porii şi microfisurile). Deformaţia în lungul axei este ux=0,07mm.

Incărcând în continuare elementul, se atinge faza de comportare elasto-plastică. Volumul prismei scade în continuare, tendinţa de îndesare a betonului este mai pronunţată decât tendinţa de afânare prin umflare locală.

Limita superioară a fazei elasto-plastice este corespunzătoare ruperii elementului, când în beton tensiunea unitară normală de compresiune atinge rezistenţa la compresiune (fig.6.40). Valoarea forţei la care s-a atins rezistenţa de compresiune a betonului este P=1100kN; deformaţia finală a elementului în lungul axei sale ux=0,238mm, iar transversal (datorită tensiunilor tangenţiale de întindere) uy=2*0,01267=0,02534mm

In literatura de specialitate, un calcul simplificat pentru determinarea capacităţii portante la compresiune centrică este dată de formula[2] :

Ptotal=Pbeton+Parmatura (6.32)

Faza elastică: 0< sb <R0 (unde R0= rezistenţa la micofisurare R0=0,3….0,75Rc în funcţie de calitatea betonului) R0

C16/20 ≈5N/mm2 Diagrama de calcul a stării de eforturi unitare este arătată în fig.6.41

FIG.6.40.Tensiuni sbx [N/mm2] în elementul etalon şi deformata în faza finală

71

Expresia (6.32) devine

Ptotal=AbsR0+AAa1* σAa1+ AAa2* σAa2 (6.33) unde Abs=aria secţiunii de beton cuprinsă în interiorul etrierilor Pentru determinarea tensiunilor în armătură se pleacă de la ecuaţia

eb = eAa1 =eAa2 =eAa1’ =eAa2’ (6.34)

eb = ��

�

= "�

�

=

�� =0,185‰ (legea lui Hooke) (6.35)

σAa1= σAa2= σAa1’= σAa2’= ea *Ea = 0,185‰ * 210000 = 38,9 N/mm2 Efortul total preluat de armatură este Parmat.= ΣAai * σAa =(452+201)38,9=25402N=25,4kN (6.36) Efortul preluat de beton este Pbeton = AbsR0 = 210*210*5=220500N=220,5kN (6.37) Capacitatea portantă la limita fazei elastice este Ptotal=220,5+25,4=245,9kN

Crescând încărcarea, elementul intră în faza de comportare elasto-plastică. La limita superioară se produce cedarea elementului. Pentru calcularea capacităţii portante a prismei din beton armat se urmăreşte acelaşi algoritm ca şi mai înainte; pentru a ţine cont de efectul deformaţiilor plastice asupra deformatiilor specifice, în calcul se introduce modulul de elasticitate corectat (vezi relatia 6.13)

eb = ��

��

= "�

��

= ��,�

�� =1,57‰

σAa1= σAa2= σAa1’= σAa2’= ea *Ea = 1,57‰ * 210000 = 331 N/mm2 Parmat.= ΣAai * σAa =(452+201)331=316143 N=216,14 kN Pbeton = AbsRc = 210*210*16,6=732060N=732,06kN Capacitatea portantă a prismei etalon este 216,14+732,06=948,2kN Deformaţiile totale au urmatoarele expresii [12] : -în lungul axei elementului, paralel cu solicitarea DL=

��

� =ebL (6.38)

DL=��

�� =0,20mm => eb =0,5‰

FIG.6.41.Diagrama de calcul pentru compresiune centrică

72

-transversal axei elementului Db= uebb (6.39) Coeficientul de deformare transversală u= et /eb unde u=0,2, rezultă et =0,1‰ Db=0,2*0,5‰*250=0,025mm Rezultatele obţinute printr-un calcul simplificat sunt comparabile cu cele obţinute prin metoda elementului finit. 6.7.2. Elementul c ămăşuit ideal Elementul prismatic din beton armat este în faza de lucru elastică până ce atinge o valoare a încărcării de 175kN. Crescând încărcarea, miezul intră deja în zona elasto-plastică. Valoarea forţei pentru care betonul din miez se zdrobeste este de 600kN (fig.6.42).

De acum numai cămaşa mai are rezerve de capacitate portantă. Incărcând în continuare elementul numai betonul exterior preia sarcina suplimentară. Valoarea portantă maximă la care prisma cedează este 985kN.

FIG.6.42.Tensiuni sbx [N/mm2] în elementul cămăşuit ideal în momentul atingerii rezistenţei la compresiune în miez

FIG.6.43.Tensiuni sbx [N/mm2] în inelul cămaşă în momentul epuizării capacităţii portante

73

Deformaţia finală a elementului în lungul axei sale ux=0,238mm, iar transversal (datorită tensiunilor tangenţiale de întindere) uy=2*0,01259=0,02516mm Pentru întocmirea calculului simplificat s-au avut în vedere două modalităţi de lucru: 1. legătura dintre cele două betoane fiind perfectă se consideră că întreaga secţiune a miezului lucrează ca secţiune de beton cuprinsă în interiorul etrierilor exteriori (Abs). 2. secţiunea de beton compusă: miez (Amiez(150x150) ,EC8/10) şi cămaşă (Acamasa(250x250-150x150), EC16/20) se echivalează cu o secţiune de beton unitară cu caracteristicile: Aechiv.(250x250) şi Eechiv Pentru ambele ipoteze de lucru algoritmul de calcul detaliat la elementul etalon rămâne valabil. Ipoteza 1. Prisma din beton armat se consideră că lucrează perfect elastic până în momentul la care tensiunea unitară normală din miez atinge valoarea rezistenţei de microfisurare R0=2,55N/mm2 => emiez = 0,1214‰ = ecamasa = earmat σAa1= σAa2= σAa1’= σAa2’= ea *Ea = 0,1214‰ * 210000 = 25,5 N/mm2 σcamasa=0,1214‰ * 27000 = 3,28 N/mm2 Valoarea forţei de compresiune este de Ptotal.elastic=(210*210-150*150)3,28 + 150*150*2,55 +(452+201)25,5 Ptotal.elastic=144,87kN Peste această încărcare, elementul începe să lucreze în faza post elastică. Incărcarea pentru care betonul din miez îşi epuizează capacitatea

Ptotal.elasto-plastic=614,63 kN De acum rezerve de capacitate portantă are numai cămaşa (inelul). Valoarea forţei la care elementul cedează este Pcap= 748,43kN Ipoteza 2. Calculul secţiunii echivalente (fig.6.44)

FIG.6.44. a)Secţiunea cămăşuită de beton; b)secţiunea echivalentă de calcul

74

Pentru determinarea lui Eechiv. se pleacă de la legea lui Hooke -deformaţia specifică longitudinală sa fie aceaşi pentru miez, cămaşă şi secţiunea echivalentă : emiez=ecamasa=esect.echiv. => smiez/EC8/10 = scamasa/EC16/20 = sechiv/Eechiv. (6.40) Relaţia (6.25) conduce la

DL= �� #

��

=�� #

��

=� #

��

(6.41)

unde Pmiez şi Pcamasa reprezintă forţa de compresiune maximă preluată de miez, respectiv cămaşă. Din relaţia (6.40) rezultă

Pmiez=P ��

��

şi Pcamasa=P ��

��

(6.42)

atunci Pmiez + Pcamasa =P (6.43) devine

P ��

��

+ P ��

��

=P (6.44)

EmiezAmiez+EcamasaAcamasa=EechivAechiv (6.45)

Eechiv. = ��

��

(6.46)

Introducând valorile numerice în relatia (6.46) rezultă Eechiv.=24840N/mm2 Stabilirea rezistenţelor caracteristice ale betonului echivalent: etu=0,1‰=2Rt echiv./Eb echiv.[11] (6.32)

Rt echiv.=etu* Eb echiv/2=�.��

� =1,242 N/mm2

Rezistenţa la compresiune a betonului echivalent este (Rc)2/3=Rt/0,22 [70]

Rc. echiv.=13,41 N/mm2 Eb’=9250 N/mm2 Capacitatea portantă totală a elementului echivalent Pcap.total=790 kN DL=

��

�� =0,509mm => eb =1,274‰

Db=ueb b= 0,2*1,274‰*250=0,064mm 6.7.3. Elementul c ămăşuit necorespunz ător Valoarea forţei centrice pentru care prisma de beton şi-a atins capacitatea portantă este de 735 kN; deformaţia finală a elementului în lungul axei sale ux=0,1846mm, iar transversal (datorită tensiunilor tangenţiale de întindere) uy=2*0,012035=0,02407mm Pentru calculul simplificat, şi în acest caz se lucrează după cele două ipoteze anterioare. Ipoteza 1. Legatura dintre cele două betoane fiind de aceasta dată imperfectă se consideră că secţiunea miezului care lucrează este cea cuprinsă în interiorul etrierilor mici . Incărcarea pentru care betonul din miez îşi epuizează capacitatea

75

E’b.miez =7320N/mm2 Rc miez=8,5N/mm2 => emiez = 1,16‰ = ecamasa = earmat σAa1= σAa2= σAa1’= σAa2’= ea *Ea = 1,16‰ * 210000 = 243,85 N/mm2 σcamasa=1,16‰ * 10537 = 12,23 N/mm2 Ptotal.elastic=(210*210-150*150)12,23 + 110*110*8,55 +(452+201)243,85= 526857 N Ptotal.elastic=526,85 kN Incărcând elementul în continuare, eforturile vor fi preluate numai de cămaşă, până ce aceasta îşi epuizează capacitatea. Prezerva camasa=(210*210-150*150)(16,6-12,23)=94392N=94,4kN ecamasa = 1,57‰ =earmat => σAa1= σAa2= σAa1’= σAa2’= ea *Ea = 1,57‰ * 210000 = 331 N/mm2 Prezerva arm.camasa=(331-243,85)*452=39382N=39,4kN Pcap=526,85+94,4+39,4=661kN Ipoteza 2. Calculul simplificat urmăreste algoritmul expus la pct.6.7.2, intervenind suplimentar secţiunea “neglijentă” de contact (fig.6.45), având caracteristicile unui beton de clasă inferioară (C2,8/3,5).

In urma efectuării calcului, rezultă Eechiv.=22300 N/mm2 E’echiv.=8485 N/mm2 Rt echiv.=1,115 N/mm2 Rc.echiv.=11,4 N/mm2 P=687kN DL=0,518mm Db=0,067mm

FIG.6.45. a)Secţiunea cămăşuită de beton; b)secţiunea echivalentă de calcul

76

6.8. ANALIZA COMPARATIV Ă PRIVIND COMPORTAREA LA COMPRESIUNE CENTRICĂ A ELEMENTELOR CĂMĂŞUITE CU TEHNOLOGII DIFERITE

Rezultatele de mai sus, sunt reprezentate grafic în fig.6.46.

Analizând graficul 6.46 comparativ cu rezulatele încercărilor de laborator reflectate în graficul din fig.5.8, se observă că ele sunt similare; capacitatea portantă a elementului cămăşuit ideal rezultată din calcul (89,5%MEF, 78,9% calcul simplificat) este comparabilă cu cea a elementului buciardat E7 (84,4%). In cazul elementului cămăşuit necorespunzător: comparativ cu elementul etalon, acesta are o capacitate portantă de 66,8% (MEF), 69,7% calcul simplificat, faţă de 79% rezultatul încercării de laborator. In graficul din fig.6.48 este reprezentată variaţia volumului prismei comprimate centric. Pe abscisă este reprezentată valoarea tensiunii unitare normale în beton, iar pe ordonată volumul prismei. Volumul iniţial al fiecarei prisme este acelaşi (Vi=25*106mm3). Sub încărcarea de compresiune centrică, prismele îşi micşoreaza volumul, faza elastică fiind şi aşa numita fază de consolidare[11] . In această fază volumul scade liniar, comportarea celor trei prisme fiind apropape identică. Se observă că zona de comportare elastică a etalonului este mai mare dacât a celorlalte două elemente cămăşuite. In faza elasto-plasică volumul scade în continuare, până în momentul în care efortul unitar din beton atinge rezistenţa critică, după care volumul creşte brusc, producându-se practic ruperea elementului.

0

200

400

600

800

1000

1200

ETALON CAMASUIRE

IDEALA

CAMASUIRE

NECORESP.

MEF

CALCUL SIMPLIF.

FIG.6.46 Reprezentarea grafică a rezultatelor la soliciatarea de compresiune centrică

77

6.9. ANALIZA ELEMENTULUI SUPUS LA COMPRESIUNE ŞI INCOVOIERE In continuare, se va analiza comportarea aceluiaşi element, supus de data aceasta la compresiune şi încovoiere. Schemă statică este cea din fig.6.48.

FIG.6.48 Schema statică de încărcare In acest caz de solicitare avem două forţe care variază: forţa axială şi forţa orizontală. Pentru simplificarea calculului am pornit de la ipoteza în care se menţine constantă forta axială (la limita superioară zonei elastice pentru compresiune centrică), în timp ce forţa orizontală creşte (respectiv creşte momentul încovoietor). 6.9.1. Elementul etalon Intr-o primă fază încărcarea panoului s-a făcut până la limita la care în zona întinsă a betonului apare prima fisură (P=250kN si S=38,6kN). Tensiunile sx şi deformata sunt arătate în fig.6.49

ETALON CAMASUIRE IDEALA CAMASUIRE NECORESP.

FIG.6.47 Reprezentarea grafică a variatiei volumului elementului comprimat. Abscisa reprezintă valoarea tensiunilor normale în beton [N/mm2], iar ordonata volumul prismei [mm3]

78

Valoarea deplasării maxime este d=0,1415mm (ux=0,107mm, uz=0,093mm) In continuare elementul fisurat s-a încercat până la îndeplinirea

condiţiilor pentru apariţia fisurii a doua (P=250kN si S=49,38kN). Valoarea maximă a deplasării este de d=0,174mm (ux=0,1396mm, uz=0,104mm). La o valoare a forţei P=250kN şi a forţei S=78kN, elementul cedează prin zdrobirea betonului comprimat (fig.6.50)

6.9.2. Cămăşuiala ideal ă Algoritmul de calcul rămâne acelaţi ca şi mai înainte. Tensiunile normale sbx, în faza finală sunt arătate în fig.6.51

FIG.6.50. Deformata şi tensiunile sbx în panoul etalon faza finală. Se observă fisurile deschise în zona întinsă a betonului; în zona comprimată betonul a ajuns la rezistenţa caracteristică.

FIG.6.49 Deformata şi tensiunile sbx [N/mm2] în panoul etalon la limita la care s-au produs condiţiile apariţiei primei fisuri

79

6.9.3. Cămăşuiala necorespunz ătoare Privitor la capacitatea portantă a elementului cămăşuit neglijent, acesta cedează relativ repede; betonul din conexiune îşi epuizează repede capacitatea portantă, între miez şi cămaşă nemaifiind legătură, sarcinile suplimentare sunt preluate numai de inel(cămaşă).

FIG.6.51. Deformata şi tensiunile sbx în panoul cămăşuit “ideal” faza finală

FIG.6.52. Deformata şi tensiunile sbx în panoul cămăşuit “neglijent” faza finală.

80

6.10.ANALIZA COMPARATIV Ă PRIVIND COMPORTAREA LA COMPRESIUNE CU INCOVOIERE A ELEMENTELOR CĂMĂŞUITE CU TEHNOLOGII DIFERITE In tabelul 6.5. sunt sintetizate rezultatele obţinute pentru elementul supus la compresiune cu încovoiere Tabelul 6.5. Nr. crt.

STADIUL FIZIC

Valoarea fortei -kN-

Valoarea max.a deplasarii -mm-

P S ux uz d

ELEMENT ETALON 1 Stadiul elastic 250 38,60 0,10674 0,09286 0,14150 2 Fisura 1 250 49,38 0,13955 0,10407 0,17410 3 Fisura 2 250 61,20 0,17775 0,11692 0,21275 4 Cedare element 250 78,00 0,20824 0,12714 0,24400

CĂMĂŞUIRE IDEALĂ 1 Stadiul elastic 155 37,30 0,11849 0,10000 0,15500 2 Fisura 1 155 47,70 0,14774 0,10691 0,18240 3 Fisura 2 155 59,60 0,19010 0,12056 0,22510 4 Cedare element 155 75,80 0,20912 0,12656 0,24440

CĂMĂŞUIRE NECORESP. 1 Stadiul elastic 155 34,00 0,11044 0,09148 0,14341 2 Fisura 1 155 61,25 0,15974 0,10529 0,19130

In continuare, dacă modificăm valoarea forţei de compresiune P, se obţin alte perechi de valori pentru forţa orizontală, respectiv pentru momentul încovoietor. Capacitatea portantă a elementului se poate reprezenta grafic cu ajutorul curbelor de interacţiune. In fig.6.53 este arătată curba de interacţiune pentru secţiunea elementului etalon.

Fig.6.53 Curba de interacţiune pentru elementul etalon

81

In fig.6.54 sunt reprezentate suprapuse curbele de interacţiune ale elementelor cămăşuite şi cea a etalonului.

Se remarcă cu uşurinţă reducerea capacităţii portante a elementului cămăşuit neglijent, comparativ cu cel cămăşuit ideal şi etalon. Facând raportul ariilor cuprinse în interiorul fiecarei curbe, rezultă: -elementul cămăşuit ideal are o capacitate portantă de 85,03% din cea a etalonului, iar elementul cămăşuit necorespunzător 60,56% (fig.6.55). Rezultatul confirmă calculele făcute mai înainte, precum şi rezultatele de laborator.

In continuare se va verifica capacitatea portantă a unor elemente

cămăşuite, la care clasa betonului din miez este: C12/15, C6,7,5 , C2,8/3,5, iar cea a cămăşii C16/20. Etalonul rămâne acelaşi.

ETALON 100% CAMASUIRE IDEALA

85.03%

CAMASUIRE

NECORESP. 60.56%

%

Fig.6.54 Curbele de interacţiune pentru elementul etalon, elementul cămăşuit ideal şi elementul cămăşuit necorespunzator (în miez avem beton C8/10, iar cămaşa C16/20)

FIG.6.55 Reprezentare grafică a capacităţii portante a elementelor etalon şi cămăşuite (în miez beton C8/10, iar cămaşa C16/20)

82

FIG.6.58 Curbele de interacţiune şi reprezentarea grafică a capacităţii portante a elementelor etalon şi cămăşuite: în miez beton C2,8/3,5, iar cămaşa C16/20


IDEALA 93%

CAMASUIRE

NECORESP

66.62%

%


IDEALA

80.76%

CAMASUIRE

NECORESP.

57.25%

%

ETALON 100% CAMASUIRE IDEALA

74.03%

%

FIG.6.56 Curbele de interacţiune şi reprezentarea grafică a capacităţii portante a elementelor etalon şi cămăşuite: în miez beton C12/15, iar cămaşa C16/20

FIG.6.57 Curbele de interacţiune şi reprezentarea grafică a capacităţii portante a elementelor etalon şi cămăşuite: în miez beton C6/7,5, iar cămaşa C16/20

83

Pentru o consolidare la care miezul are clasa de beton egală cu cea a cămăşii (C16/20) , curba de interacţiune pentru cămăşuire ideală, se suprapune cu cea a etalonului. Cămăşuirea necorespunzătoare în acest caz reprezintă 73,1% din capacitatea portantă a elementului ideal-etalon (fig.6.60).

FIG.6.60 Curbele de interacţiune şi reprezentarea grafică a capacităţii portante a

elementelor etalon şi cămăşuite: în miez beton C16/20, iar cămaşa C16/20

6.11. INTERPRETAREA REZULTATELOR Din curbele de interacţiune prezentate se observă că diferenţele apar

la solicitarea de încovoiere cu compresiune; în zona de sub abscisă, unde forţa axială este pozitivă, deci avem întindere, curbele practic se suprapun.

Dacă ne raportăm numai la elementele cămăşuite, se observă cum elementul lucrat necorespunzător are o capacitate mai mică cu ~30% faţă de elementul cămăşuit “ideal”

Se pune problema stabilirii unei limite acceptabile privind calitatea execuţiei; prin urmare în faza de proiectare trebuie luat în considerare un coeficient al conditiilor de lucru - pe care să-l numim factor de calitate sau factor de încredere[62] - ca şi măsură de siguranţă. In ceeace priveşte miezul de cămăşuit, prin metode cunoscute, se poate stabili capacitatea portantă a acestuia. Cămăşuirea ar trebui dimensionată la diferenţa dintre solicitările efective în elementul consolidat şi capacitatea portantă a miezului. Scămăşuire = Sdimensionare- Smiez (6.48) unde Scămăşuire – solicitările la care se dimensionează cămaşa;

Sdimensionare–solicitările rezultate din calcul, ce ar trebui preluate de elementul consolidate;

Smiez – solicitările preluate de miez


NECORESP.73.10%

%

84

Secţiunea cămăşuită ar trebui să preia sarcinile efective reale pentru care a fost proiectată. Tehnologia de execuţie şi condiţiile de lucru, scad capacitatea secţiunii cămăşuite de a prelua aceste sarcini. Pentru a reflecta reducerea capacităţii portante a secţiunii consolidate, se introduce coeficientul condiţiilor de lucru k. Pentru a aduce elementul consolidat la capacitatea secţiunii cămăşuite ideal, în calculul de dimensionare a secţiunii, solicitările rezultate se multiplică cu k (fig.6.61).

Acest lucru se poate scrie sub forma: Sdimensionare =k Sefectiv din calcul (6.49)

Inlocuind în relaţia (6.48) cămăşuirea se dimensionează la solicitările de calcul conform relatiei (6.50) Scămăşuire = k Sefectiv din calcul - Smiez (6.50)

FIG.6.61 Curbele de interacţiune de calcul şi a elementului cămăşuit ideal

85

CAPITOLUL 7 CONCLUZII ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE

Reabilitarea şi consolidarea elementelor de construcţii din beton armat

supuse uzurii sau datorate exploatării îndelungate a clădirii, constituie un domeniu important, şi din acest motiv, interesul pentru dezvoltarea în acest domeniu este pe deplin justificat.

Deteriorările elementelor structurale luate separate, sau a construcţiei în general sunt influenţate de o serie de factori, începand cu cei de natură mecanică, fizică sau chimică, şi nu în ultimul rând factorul de natură umană.

Consolidarea construcţiilor este determinată de starea de conservare în care se află construcţia sau elementele sale componente la un moment dat. Având în vedere numărul practic nelimitat de tipuri, modele, tradiţii şi tendinţe în construcţii, reabilitarea şi consolidarea fiecarui caz în parte necesită un studiu aprofundat. Putem spune fără a greşi că nu există soluţii identice de consolidare pentru acelasi tip de structură: diferenţele sunt de la natura terenului de fundare, la istoricul şi modul de exploatare a clădirii, şi până la natura şi cauzele avariei. Din acest motiv, studiul şi rezolvarea fiecărui caz în parte este unicat.

Lucrarea de faţă evidenţiază o serie de aspecte relevante cu privire la

modul de abordare a proiectării şi execuţiei lucrărilor de consolidare la construcţii. Cele trei studii de caz prezentate, privind consolidarea unor tipuri diferite de construcţii, pun în evidenţă, câteva probleme comune pe care le-am luat în considerare:

• perioada execuţiei; • istoricul construcţiei prin evaluarea modificărilor intervenite în

decursul exploatării; • natura terenului de fundare; • analiza stării de conservare a materialelor existente; • comportarea elementelor structurale la sarcinile ce le revin; • avariile şi decifienţele apărute în elementele structurale.

O atenţie deosebită am acordat analizei modului de conformare a ansamblului structural, insistând asupra zonelor critice sau vulnerabile. Prin luarea în considerare a mai multor ipoteze şi posibilităţi de consolidare, etapă cu etapă, am putut ajunge la modul de rezolvare a ansamblului structural ce conduce la soluţia optimă, atât din punct de vedere tehnic cât şi economic. La întocmirea calculelor, am acordat importan ţă modelarii corecte a structurii . Aceasta mi-a impus o apreciere corect ă a

86

caracteristicilor geometrice şi de rezisten ţă a sec ţiunilor , precum şi natura leg ăturilor dintre elementele structurii. In acest context este valabilă şi reciproca: la întocmirea proiectului tehnic şi a detaliilor de execu ţie a consolidării, legăturile dintre diferitele elemente structurale , caracteristicile sec ţiunilor , trebuie să fie cele avute în vedere din etapa de calcul . Experimentul de laborator pe care l-am realizat şi dezvoltat în această lucrare a avut ca scop determinarea comportamentului real al elementelor consolidate în funcţie de modul de pregătire a miezului şi tehnologia de cămăşuire aplicată. Pentru comparaţie am ales un element etalon monolit. Mentionez în continuare câteva din cele mai importante concluzii obţinute în urma studiului efectuat în laborator, prezentat pe larg în capitolul 5:

1. tehnologia de prelucrare aplicat ă miezului are importan ţă fundamental ă în stabilirea capacit ăţii portante a elementului rezultat. Elementul rezultat din cămăşuirea unui miez asupra caruia s-au aplicat buciardarea concomitent cu fixarea de conectori legaţi de armătura sa, se apropie ca şi comportare de elementul monolit (92,4% pentru solicitarea de încovoiere, 88,8% pentru solicitarea de compresiune);

2. simpla buciardare a miezului, curăţirea suprafeţei prin îndepărtarea

prafului şi impurităţilor, pune în evidenţă rezultate satif ăcătoare din punct de vedere a capacităţii portante a elementului cămăşuit (85,9% pentru solicitarea de încovoiere, 84,4% pentru solicitarea de compresiune);

3. tratarea necorespunz ătoare a miezului, duce în final la un element consolidat ce poate pierde pân ă la o treime din capacitatea sa portant ă;

4. rigiditatea elementului rezultat (EI) este în strans ă legatur ă cu

0

20

40

60

80

100

120

SOLICITAREA DE

INCOVOIERE

SOLICITAREA DE

COMPRESIUNE

ELEMENT ETALON

ELEMENT CU MIEZ

BUCIARDAT

ELEMENT CU MIEZ

BUCIARDAT SI LEGAT CU

CONECTORI

ELEMENT CU MIEZ

NEPRELUCRATI

FIG.7.1 Diagrama comparativă privid capacităţile portante ale elementului rezultat în funcţie de modul de prelucrare a miezului (%)

87

tehnologia aplicat ă miezului de c ămăşuit ; am tras acestă concluzie după ce am măsurat săgeata făcută de elementul supus la încovoiere sub acţiunea sarcinii sale capabile.

5. o consolidare corect executat ă, aduce cele dou ă betoane de

vârste diferite într-o conlucrare intim ă; acest lucru fost confirmat atunci când desfăcând cămaşa elementului supus la încovoiere, după încercare, fisura de pe feţele vizibile este pătrunsă pe întreaga secţiune, inclusiv în miez.

6. analizând în profunzime elementul comprimat, dup ă încercare , la

desfacerea cămăşii s-a constatat că fisura este numai în coajă, miezul nefiind afectat. Fenomenul de expulzare a stratului de c ămăşuire se datoreaz ă faptului c ă acesta a fost sub ţire şi insuficient fretat.

Rezultatele obţinute în urma testării sunt confirmate teoretic prin calculele întocmite în capitolul 6. Calculul s-a realizat folosind metoda elementului finit (MEF); pentru a da o aproximaţie asupra fenomenului studiat, am realizat şi un calcul simplificat cunoscut din literatura de specialitate, care în lipsa unor programe de calcul automat poate fi de ajutor în faza de predimensionare şi/sau verificarea rezultatelor. Concluziile desprinse în urma efectuării calculului sunt enumerate mai jos:

1. comparând rezultatele obţinute în laborator cu cele teoretice, putem afirma că expresiile matematice folosite în calculele teoretice efectuate, sunt cele corecte şi duc la obţinerea de rezultate apropiate de comportarea reală a elementelor;

2. în ceeace priveşte calculul simplificat, datorită faptului că am apelat la

ipoteze care să conducă la o uşurare a lucrului, rezultatele obţinute (ca şi valori absolute) sunt mai mici decât la MEF;

0

20

40

60

80

100

120 FIG.7.2 Diagrama comparativă privid rigidităţile elementului rezultat în functie de modul de prelucrare a

88

Tabelul 7.1

Denumirea probei Rezultate laborator

(%)

Rezultate MEF (%)

Rezultate calcul

siplificat (%)

laborator calcule

SO

LIC

ITA

RE

A D

E IN

CO

VO

IER

E

CA

PA

CIT

AT

E

PO

RT

AN

TA

ETALON etalon 100 100 100

PROBA E1 camasuire ideala

80.30 81.60 80.40

PROBA E2 93.36

PROBA E3 camasuire necoresp.

66.10 67.67 -

RIG

IDIT

AT

E



71.80 69.30 68.75

PROBA E2 87.00


62.00 52.5 -

SO

LIC

ITA

RE

A D

E

CO

MP

RE

SIU

NE

CA

PA

CIT

AT

E

PO

RT

AN

TA



84.40 89.50 83.30

PROBA E8 88.40


79.00 66.80 72.45

3. cedarea etalonului şi elementului cămăşuit ideal se produce prin epuizarea capacităţii betonului la eforturi principale de întindere şi intrarea armăturii longitudinale şi transversale în curgere, fără ca betonul comprimat să se zdrobească; pentru elementul cămăşuit necorespunztor (în ipoteza în care între miez şi cămaşă nu există conlucrare, deci capacitatea o dă secţiunea inelară a cămăşii) epuizarea elementului se datoreşte faptului că eforturile principale de întindere depăşesc valoarea rezistenţei la întindere a betonului şi armătura transversală intra în zona de curgere, toate acestea fără zdrobirea betonului comprimat; practic acest tip de element şi-a epuizat capacitatea fără a intra în stadiul de lucru IIa;

89

4. capacitatea portantă a unui element consolidat este direct proportionala cu coeficientul de frecare între betoanele de vârste diferite (în experimentul de laborator elementul buciardat E1 are o capacitate cu ~20% mai mare decât cea a elementului executat necorespunzător E3; rezultatul este comparabil cu cel obtinut în calcul);

5. rigiditatea elementului consolidat este direct proportională cu coeficientul de frecare între betoanele de vârste diferite (in experimentul de laborator elementul buciardat E1 are o rigidiate cu ~13% mai mare faţă de cea a elementului executat necorespunzător E3);

Contribu ţiile personale pe care le-am adus prin prezenta lucrare privind

comportarea elementelor cămăşuite cu betoane de vârste diferite, le voi rezuma în cele ce urmeaza:

1. modelarea cu ajutorul elementului finit a elementelor studiate, punând în evidenţă conlucrarea dintre betoanele de vârste diferite; rezulatele obţinute sunt susţinute de experimentul din laborator;

2. realizarea unui calcul simplificat, care în lipsa unor programe de calcul, este acoperitor şi redă satisfăcător fenomenul;

3. tehnologia de prelucrare a miezului are o mare importanţă în capacitatea portantă şi rigiditatea elementului rezultat după cămăşuire;

4. stabilirea modului de comportare a elementelor cămăşuite cu betoane de vârste diferite în funcţie de modul de prelucrare a miezului;

FIG.7.3 Evoluţia rigidităţii elementelor din beton armat, supuse la încovoiere

90

5. stabilirea curbelor de interacţiune pentru elemente monolite şi

cămăşuite cu aplicarea de tehnologii diferite asupra miezului; 6. stabilirea factorului de calitate de care să se ţină seama în

dimensionarea şi verificarea secţiunilor cămăşuite cu betoane de vârste diferite;

7. stabilirea intervalului de comportare a unei secţiuni cămăşuite �� .

�� !"�#$ x100 �70%

In urma studiului şi analizelor f ăcute în prezenta lucrare, pentru

etapa de proiectare, se recomand ă urm ătoarele : 1. pentru ca sub sarcină să nu fi expulzată cămaşa elementelor

comprimate (ex)centric, aceasta să fie min.7,5cm.grosime; procentul de armare transversală, să fie majorat cu 20% faţă de procentele(pe.min.) indicate în SR EN1992-1-1[89] paragraful.9.5.

2. pentru a reflecta reducerea capacităţii portante a secţiunii consolidate faţă de una similară monolită, factorul de calitate (coeficientul condiţiilor de lucru) k(cap.6 pag.84) trebuie să ţina seama de următorii factori:

• importanţa elementului de cămăşuit în structură • foarte important FI - cedarea lui duce la colapsul clădirii; • important I - cedarea lui produce o prăbuşire partţală/locală a

structurii; • normal N – cedarea elementului nu antrenează după sine

distrugerea altor elemente structurale; • secundar S - face parte din structura secundară de rezistenţă,

neparticipantă la preluarea sarcinilor seismice; • poziţia elementului de cămăşuit în structură (element orizontal sau

vertical); • dificultatea condiţiilor de lucru (se află într-o zonă greu accesibilă cu

utilaje sau reţele foarte apropiate de el, ce nu pot fi mutate); • condiţiile de mediu (timp friguros, agenţi fizico chimici agresivi pentru

ETALON CAMASUIRE IDEALA

CAMASUIRE NECORESP.

FIG.7.9.Reprezentarea grafică a variatiei volumului elementului comprimat. Abscisa reprezintă valoarea tensiunilor normale în beton [N/mm2], iar ordonata volumul prismei [mm3]

91

beton şi/sau armătură etc); • natura umană (prin calificarea echipei de execuţie pentru acest tip de

lucrări). 3. Stabilirea factorului de calitate “k”

• Pentru elemente de tip I -la care condiţiile de lucru nu sunt îngreunate, cele de tip N şi S de orice fel, se poate considera ca o limită acceptabilă privid calitatea execuţiei o scădere cu �15% a capacităţii portante a elementului cămăşuit faţă de cămăşuirea “ideală”; în acest caz coeficientul k are valoarea 1,17.

• Pentru elementele de tip I la care sunt condiţii deosebite de lucru, asigurarea poate fi de 20%...23% coeficientul k având valori între 1,25….1,30.

• Pentru elemente de tip FI - de orice fel, asigurarea este mai mare de 25%, coficientul k luând valori mai mari de 1,3. Numai pentru cazuri bine justificate, valorile pot ajunge la 1,4. Factorul pe care l-am numit “natura umană” (experienţa şi cunoştinţele executantului pentru acest tip de lucrări), poate influenţa coeficientul condiţiilor de lucru cu 3% până la 5%.

4. La modelarea ansamblului structural, elementele încovoiate sau comprimate (ex)centric consolidate prin cămăşuire, pot fi asimilate cu o secţiune omogenă având aceleaşi caracteristici geometrice, însa cu rigiditatea (EI) redusă cu 10-15%.

Incecările de laborator şi calculele, prezentate în capitolele 5 respectiv 6, se referă la elemente cămăşuite inelar. Dacă la stâlpi acest lucru este unul uzual în practică, la elementele încovoiate, respectiv la grinzi (care fac parte în general dintr-un ansamblu împreună cu planşeele), acest tip de cămăşuire nu este uzual. La acest tip de elemente cămăşuirea se face pe trei laturi, cea de-a patra, superioară fiind în grosimea planşeului, sau a suprabetonării. Imi propun ca pe viitor, să continui studiul comportării elementelor cămăşuite, încovoiate sau solicitate la compresiune, privite mai ales în contextul de ansamblu din care fac parte. Deasemenea îmi propun să reiau studiul în ceeace priveşte elementele cămăşuite cu ţesături din fibre de carbon. Deja există o bibliografie importantă în acest domeniu, studii şi cercetări fiind făcute şi de colegi din cadrul Facultăţii de Construcţii Brasov.

92

BIBLIOGRAFIE SELECTIVA [1] Arsenie G., Voiculescu M., Ionascu M. Editura tehnică Bucureşti 1997“Soluţii de consolidare a construcţiilor avariate de cutremure” [2] Avram C. Manual pentru calculul constructiilor-sectiunea II “Calculul si alcatuirea elementelor de constructii din beton armat” [4] Avram C. , Făcăoanu T.,Filimon T., Mîrşu O. , Tertea I.

Editura Tehnică, Bucureşti, 1981 “Rezistenţele şi deformaţiile betonului;” [5] Avram C. , Deutsch I. , Pop A. , Weisz-Birnholtz A. Editura Facla-Timişoara-1979 “Proiectarea economică a elementelor de construcţii din beton armat” [6] Balazs G. , Toth E. Editura Muegyetemi-Budapesta 1997 “Beton es vasbetonszerkezetek diagnosztikaja” [11] Cadar I. , Clipii T. , Tudor A. Editura Orizonturi Universitare Timişoara 1999 “Beton armat” [12] Caracostea A. D., Beiu-Paladi E. ,Ilie G., Ionescu C. , Mazilu P. , Mihăilescu M.,Petcu V. Sandi H., Soare M, Ţopa N. Editura Tehnică Bucureşti-1977 “Manual pentru calculul constructiilor” [13] Călin S., Asăvoaie C., Florea N. Buletin office of the Polytechnic Institute of Iasi, tomme LVI(LX) fascicle:2/2010 pag.19÷26 ”Issues for achieving an experimental model concerning bubble deck concrete slab with spherical gaps” [19] Elliott S. K. Editura Butterwoth-Heinemann Londra 2002- “Precast concrete structures” [20] Florea N. Institutul Politehnic Iasi, 1989 ”Indrumator de utilizare a programului automat de calcul pentru dimensionarea grinzilor din beton armat” [21] Florea N. SELC IX , Călimăneşti , 29 septembrie 2000 ”Importanţa încercărilor de laborator la analiza stării tehnice a unei clădiri administrative” [22] Florea N. , Mihai P. Bulet.Şiinţ. Inst . Polit . Iaşi , Tamul XLII (ILI , Fasc 5 . Secţia Construcţii şi Arhitectură 2001 pg. 151-158 ”Consideraţii asupra studiului comportării în timp a unei construcţii hoteliere” [23] Frangou M., Pilakoutas K., Dritsos S.- “Structural repair/strengthening of RC columns” - revista Construction and Building Materials, 1995 [31] Hirosawa M. articol internet “Present condition on seismic investigation and retrofitting of existing and damaged building in Japan” [32] Ioani A.,Filip M. Sesiunea ştiinţifică aniversară Construcţii – Instalaţii Braşov CIB 30.10 Universitatea Transilvania Braşov 14-15 Nov. 2002; ”Elemente din beton armat avariate si consolidate: caracteristicile structurale si comportarea in timp”

93

[33] Kiss Z., ,Oneţ T. Editura Abel Cluj-Napoca 2008 “Proiectarea structurilor de beton după SR EN 1992 [34] Kiss Z. , Oneţ T.,Muntean G. Editura U.T. Pres Cluj-Napoca, 2004 ”Îndrumător pentru proiectarea betonului armat” [35] Kuroiwa J, Kogan J. 7th WCEE World Conference on Earthquake Engineering “Repair and strengthening of building damage by earthquakes” [36] Manual IAEE International Association for Earthquake Engineering – [37] Manual de utilzare soft Robot Millenium [38] Mihai P., Florea N., Lepadatu D. Buletin office of the Polytechnic Institute of Iasi, tomme LIII(LVII) fascicle:3-4/2007 pag.43÷48 ”Special finite elements used in reinforced concrete analysis” [39] Mihai P., Florea N., Lepadatu D. Buletin office of the Polytechnic Institute of Iasi, tomme LIII(LVI) fascicle:3-4/2006 pag.59÷68 ”New algotithm for establishing the bevaiour of reinforced concrete elements” [41] Modena C. – RILEM Publucations-Joint InternationalWorkshop proposed by RILEM TC 127-MS and CIB W23 „Criteria for repair and strenghening of masonery” [42] Nicolau V. Editura Tehnică-Bucuresti-1962 “Betonul armat” [44] Nistor C.,Troia L.,Teodoru M.,Minialov H. Editura Tehnică 1991 “Consolidarea şi întreţinerea construcţiilor” [45] Oliveira DV, Silva RA, Lourenço PB VI Conference of Structural Analysis of Historical Constructions, UK, 2008 Experimental creep behaviour of masonry, paper to be submitted for publication in the “Strengthening of multi-leaf masonry piers under long term loading” [48] Oneţ T. Editura Tehnică, Bucureşti, 1994 ”Durabilitatea betonului armat ” [49] Peştişanu C.,Voiculescu M.,Darie M.,Vierescu R. Editura Didactica si Pedagogica Bucuresti 1995 ”Constructii” [53] Simpozionul Internaţional al facultăţii de construcţii din Iaşi- Editura Societăţii Academice “Matei-Teiu Botez” -2006 “Soluţii şi sisteme de reabilitare structurală utilizând consolidări din fibre polimerice compozite” [54] Talpoşi A.,Muntean G. Reprografia Universităţii Transilvania din Braşov, 1999 ”Tehnologia consolidării construcţiilor” [57] Tologea S. Editura tehnică 1979 “Accidente şi avarii in construcţii”. [58] Tologea S. Editura Tehnica 1975 “Probleme privind patologia construcţiilor” [61] C181-88 – Îndrumător pentru metodologia de încercare a prototipurilor şi seriei zero la elementele prefabricate, din punct de vedere al comportării la solicitări statice [62] C26-1985 – Normativ pentru încercarea betonului prin metode nedistructive;

94

[63] C150-1999–Normativ privind calitatea îmbinărilor sudate din oţel ale construcţiilor civile, industriale şi agricole; [64] CR 1-1-3-2005 Cod de proiectare.Evaluarea acţiunii zăpezii asupra construcţiilor [67] GP079-03 Ghid privind proiectarea şi execuţia consolidării structurilor în cadre din beton armat cu pereţi turnaţi în situ [68] GP080-03 Ghid privind proiectarea şi execuţia consolidării prin precomprimare a structurilor din beton armat şi a structurilor din zidărie [70] NE 012-1999 – Cod de practică pentru executarea lucrărilor din beton, beton armat şi beton precomprimat; [71] NE 013-2002 – Cod de practică pentru execuţia elementelor prefabricate din beton, beton armat şi beton precomprimat; [72] NP093-03 Normativ de proiectare a elementelor compuse din betoane de vârste diferite şi a conectorilor pentru lucrări de cămăşuieli şi suprabetonări [73] NP 007-1997 – Cod de proiectare pentru structuri în cadre din beton armat; [74] P2-85 Normativ privind alcătuirea calculul şi executarea structurilor din zidărie [75] P100-92 Normativ pentru proiectarea antiseimică a construcţiilor de locuinţe, social-culturale, agro-zootehnice şi industriale [76] P100-1/2006 Cod de proiectare antiseismică-Partea-I-Prevederi de proiectare pentru clădiri. Bazele proiectării structurilor în construcţii [77] P100-3/2008 Cod de evaluare şi proiectare a lucrărilor de consolidare la clădiri existente, vulnerabil seismic [78] P130/1999 – Normativ privind comportarea în timp a construcţiilor; [79] ST042/2001 Specificaţie tehnică privind ancorarea armăturilor cu răşini sintetice la lucrările de consolidare a elementelor şi structurilor din beton armat [80] ST043/2001 Specificaţie tehnică privind cerinţe şi criterii de performanţă pentru ancorarea în beton cu sisteme mecanice şi sisteme de incercare [81] STAS-ul 10107/0-90 Calculul şi alcătuirea elementelor structurale din beton, beton armat şi beton precomprimat [82] STAS 10101/2A1-87 – Acţiuni datorate procesului de exploatare; [83] STAS 10101/1-78 – Greutăţi tehnice şi încărcări permanente; [84] STAS 10101/01-77 – Acţiuni în construcţii; [85] STAS10101/21-92 Acţiuni în construcţii.Incărcări date de zăpadă [86] STAS 6054/77 - Teren de fundare.Adâncimi maxime de îngheţ. Zonarea teritoriului României [87] SR EN 1990:2004 – Bazele proiectarii structurilor [88] SR EN 1991-1-(1÷7) – Eurocod 1 – Acţiuni asupra structurilor; [89] SR EN 1992-1-(1÷2) – Eurocod 2 – Proiectarea structurilor de beton; [90] SR EN 1993-1-(1÷12) – Eurocod 3 – Proiectarea structurilor din otel; [91] SR EN 1995-1-(1÷2) – Eurocod 5 – Proiectarea structurilor de lemn; [92] SR EN 1996-1÷3 – Eurocod 6 – Proiectarea structurilor de zidarie; [93] SR EN 1998-1– Eurocod 8 – Proiectarea structurilor pentru rezitenta la cutremur; [94] SR EN 1998-3– Eurocod 8 – Proiectarea structurilor pentru rezitenta la cutremur. Evaluarea si consolidarea constructiilor

95

Lucr ări personale: întocmirea proiectelor şi urm ărirea execu ţiei [95] Consolidare, reabilitare şi amenajare Cămin de Bătrâni -str.Iuliu Maniu nr.47 Braşov [96] Consolidare hală de producţie str.Fabricii nr.11 Târgu Secuiesc jud.Covasna [97] Consolidare hală de producţie şi depozitare DJ121 Târgu Secuiesc jud.Covasna [98] Consolidare şi reabilitare sediu F.R.E. str.Uzinei nr.1-7 Sibiu [99] Consolidare turnuri de pază şi zid de apărare-Biserica Fortificată Ghimbav-Braşov [100] Consolidare turn clopotniţă Biserica Evanghelică Hărman-Braşov [101] Consolidare şi etajare imobil str.Carierei nr.25 Braşov [102] Consolidare şi amenajare casă parohială sat Roadeş com.Buneşti jud.Braşov [103] Extindere, reamenajare, modificări construcţie existentă str.Caprioarei nr.31 Braşov [104] Consolidare, mansardare, şi schimbare destinaţie imobil str De Mijloc nr.102 Brasov [105] Etajare corp clădire universitate str.Bisericii Române nr.107 Braşov-Universitatea Creştină “Dimitrie Cantemir” [106] Extindere, amenajări şi modernizări-Centrul Audiologic str.Avram Iancu nr.46 Braşov [107] Consolidări şi amenajări sucursală bancă str.Mureşenilor 28 Braşov [108] Reabilitare şi amenajare sucursală bancă str.Florilor nr.32-34 parter Miercurea Ciuc jud.Harghita [109] Reabilitare şi amenajare agenţie bancă Târgu Jiu str.General Magheru bl.2A-2C-4 [110] Consolidare şi reparare elemente constructive str.Neagoe Basarab nr.17 Braşov (clădire încadrată în clasa I de risc seismic) [111] Consolidare locuinţă- Braşov str.Feldioarei f.n. [112] Consolidări şi mansardări locuinţe

96

Rezumatul tezei Lucrarea de faţă evidenţiază o serie de aspecte relevante cu privire la

modul de abordare a proiectării şi execuţiei lucrărilor de consolidare a construcţiilor, mai intâi printr-o sinteză documentară cu privire la: stadiul actual al cercetărilor şi cunoşterii privind lucrările de consolidarea construcţiilor (cap.1), soluţii privind consolidarea elementelor constructive (cap.2), analiza tipurilor de structuri uzulale şi solutii de consolidare(cap.3).

Cele trei studii de caz prezentate (cap.4),completează în mod oportun această sinteză. O atenţie deosebită a fost acordată analizei modului de conformare a ansamblului structural, insistând asupra zonelor critice sau vulnerabile. La întocmirea calculelor, am acordat importanţă modelării corecte a structurii. Aceasta a impus o apreciere corectă a caracteristicilor geometrice şi de rezistenţă a secţiunilor, precum şi natura legăturilor dintre elementele structurii.

Experimentul de laborator realizat şi dezvoltat în această lucrare (cap.5) a avut ca scop determinarea comportamentului real al elementelor consolidate cu betoane de vârste diferite în funcţie de modul de pregătire a miezului şi tehnologia de cămăşuire aplicată. Rezultatele obţinute în urma testării sunt confirmate teoretic prin calculele întocmite (cap.6).

Concluziile ce se desprind sunt rezumate succinct astfel: 1. tehnologia de prelucrare aplicată elementului de consolidat are o

importanţă deosebită în stabilirea capacităţii portante a elementului rezultat. 2. rigiditatea elementului rezultat este în stransă legatură cu tehnologia

aplicată miezului de cămăşuit.

Abstract This documentary paper reveals some issues concerning the design and execution approach for buildings strengthening; beginning with a documentary synthesis: current state of researches and knowledge concerning buildings consolidation (chapter 1), strengthening solutions for construction elements (chapter 2), types of structure analysis and usually strengthening solutions (chapter 3). All three case studies (chapter 4) completed in a relevant mode the synthesis. A special attention was given to compliance of structural ensemble with special insisting on critical and vulnerable areas. It imposed a correct appreciation of geometrical characteristics and resistance features for each section, and the true links between elements. Laboratory experiment achieved and developed for this documentary paper (chapter 5) aimed determining the real behavior of strengthening elements according to core’s technological processing. Test results are confirmed by calculations (chapter 6). Conclusions can be briefly resumed:

1. the consolidated element carrying capacity is determined by core’s technological processing;

2. consolidated element overall rigidity is also closely related by core’s technological processing;

97

CURRICULUM VITAE

1. Informa ţii personale: Nume: GHERGHEL Prenume: Gabriela Data şi locul na şterii: 17.08.1966, Braşov

2. Studii: nov.2003-prezent doctorand fără frecvenţă la Universitatea “Transilvania”

Braşov, domeniul fundamental ştiinţe inginereşti, domeniul inginerie civilă;

1997-2000 Universitatea “Transilvania” Braşov, Facultatea de Construcţii- licenţa inginer construcţii civile,industriale şi agricole;

1984-1988 Universitatea Braşov, Facultatea de Silvicultură şi Exploatări Forestiere-secţia construcţii- licenţa subinginer constructii civile, industriale şi agricole;

1980-1984 Liceul Industrial nr.8 Braşov (Liceul Dr.Ioan Meşotă)- secţia arhitectură;

3. Activitate profesionala:

2000-prezent inginer proiectant în cadrul SC VESNI SRL Braşov; administrator firmă;

1992-2000 subinginer proiectant în cadrul SC VESNI SRL Braşov; 1990-1992 subinginer proiectant în cadrul SC COBCO SA Braşov; 1988-1990 subinginer proiectant în cadrul Trustului Antrepriză Generală

de Construcţii Industriale Braşov; 1986-1988 tehnician proiectant în cadrul Trustului Antrepriză Generală de

Construcţii Industriale Braşov; 1984-1986 desenator tehnic în cadrul Trustului Antrepriză Generală de

Construcţii Industriale Braşov;

4. Lucr ări publicate/prezentate în volumele conferin ţelor internationale de specialitate

• “Consolidation parish house Roadeş village in Braşov county” –Gabriela Gherghel, International Scientific Conference CIBv2010- Editura Universităţii Transilvania Braşov;

• “Experimental analysis of consolidated elements behavior “–Gabriela Gherghel, International Scientific Conference CIBv2010- Editura Universităţii Transilvania Braşov;

• “Elderly home consolidation“; –Gabriela Gherghel, Conferinţa Internatională DEDUCON 70 Dezvoltare durabilă în construcţii Iaşi nov.2011- Editura Societăţii Academice “Matei Teiu Botez” nov.2011;

98

• “Experimental Research on Prefabricated Chimneys’ Behaviour to Dynamic Actions” –Laszlo Schrek, Gabriela Gherghel- lucrare acceptată spre publicare la International Conferences in Cambridge, UK, February 22-24, 2012;

• “Strengthened and rehabilitation of Transylvanian saxon house” – Gabriela Gherghel, Laszlo Schrek - lucrare acceptată spre publicare la International Conferences in Cambridge, UK, February 22-24, 2012;

5. Lucrari publicate în cadrul conferin ţelor na ţionale de specialitate • ”Etajare corp clădire Universitatea Creştină Dimitrie Cantemir Braşov” –

Gabriela Gherghel, Sesiunea ştiinţifică CIB 2007 –Editura Universităţii Transilvania Braşov;

• “Consolidare hală de producţie Târgu Secuiesc jud. Covasna” –Gabriela Gherghel, The National Technical-Scientific Conference -Modern technologies for the 3RD Millenium” Oradea, 2009;

• “Studiu comparativ privind comportarea la acţiuni seismice a unor structuri statice în cadre din beton armat şi metal” – Atanasie Talpoşi, Gabriela Gherghel, Sesiunea ştiinţifică aniversară Construcţii – Instalaţii Braşov CIB 30.10 Universitatea Transilvania Braşov nov. 2002;

6. Lucr ări şi proiecte- conf.anexă

7. Aptitudini şi calit ăţi

Dinamism, perseverenţă, capacitate de muncă, comunicare, organizarea şi managementul afacerii.

8. Cunoştin ţe PC Microsoft Office (Word, Excel), Robot Millenium, AutoCad

9. Limbi str ăine -engleza, bine (citit, scris, vorbit); -franceza, bine (citit, scris, vorbit);

99

Anexă (pct. 6) In decursul activităţii, la început ca subinginer şi mai apoi ca inginer proiectant, am întocmit numeroase proiecte de rezistenţă; dintre acestea enumăr doar pe cele mai importante: 6.1. Consolid ări:

• Consolidare, reabilitare şi amenajare Cămin de Bătrâni - Braşov • Consolidare hală de producţie str.Fabricii nr.11 Târgu Secuiesc jud.Covasna • Consolidare hală de producţie şi depozitare DJ121 Târgu Secuiesc jud.Covasna • Consolidare şi reabilitare sediu F.R.E. str.Uzinei nr.1-7 Sibiu • Consolidare turnuri de pază şi zid de apărare-Biserica Fortificată Ghimbav-Braşov • Consolidare turn clopotniţă Biserica Evanghelică Hărman-Braşov • Consolidare şi etajare imobil str.Carierei nr.25 Braşov • Consolidare şi amenajare casă parohială sat Roadeş com.Buneşti jud.Braşov • Extindere, reamenajare, modificări construcţie existentă str.Caprioarei 31 Braşov • Consolidare, mansardare, şi schimbare destinaţie imobil str De Mijloc 102 Braşov • Etajare corp clădire str.Bisericii Române nr.107 Braşov-Universitatea Creştină

“Dimitrie Cantemir” • Extindere, amenajări şi modernizări-Centrul Audiologic str.A. Iancu nr.46 Braşov • Consolidări şi amenajări sucursală bancă str.Mureşenilor 28 Braşov • Reabilitare şi amenajare sucursală bancă str.Florilor nr.32-34 parter Miercurea

Ciuc jud.Harghita • Reabilitare şi amenajare agenţie bancă Târgu Jiu str.General Magheru • Consolidare şi reparare elemente constructive str.Neagoe Basarab nr.17 Braşov

(clădire încadrată în clasa I de risc seismic) • Consolidare locuinţă- Braşov str.Feldioarei f.n.

6.2. Constructii civile: • Complex cămin spital pentru îngrijirea bătrânilor “Karl Wolf” Sibiu; • Centru de şcolarizare pentru asistenţi sociali şi internat Sibiu; • Cămin de asistenţă socială pentru protecţia minorilor- oraşul Victoria jud. Braşov • Construire sediu birouri oraş Codlea jud. Brasov • Pensiune S+P+E+M Predeal-Braşov • Pensiune S+P+E+M Sohodol Braşov • Sediu birouri-Ploieşti • Teren de sport acoperit şi vestiare- oraş Râşnov-jud.Braşov • Staţii distribuţie carburanţi: Paşcani -IS, Marghita BH, Odobeşti VN; • Numeroase locuinţe particulare cu regim de înălţime: parter, parter cu unul sau

două etaje în Braşov, Bucureşti, Sf.Gheorghe-Covasna, Sibiu; 6.3. Constructii industriale

• Menatwork Est Prefabricate Bucureşti- 12 hale de producţie şi depozitare (cu şi fără pod rulant);

• Ina Schaeffler- hala de producţie prevazută cu două poduri rulante; • Olympian Park- parc industrial com.Cristian jud. Braşov; • OWT- Service auto oraş Codlea jud. Braşov • SedaInvest- hala depozitare şi sediu birouri- Braşov • ZarahModen –hala de producţie şi depozitare Tg. Secuiesc jud. Covasna • Danfoss Bucuresti- hala de producţie cu pod rulant, anexă tehnică şi sediu birouri.

100

CURRICULUM VITAE

1. Personal informations: Surname: GHERGHEL Name: Gabriela Date and place of birth: 17.08.1966, Braşov

2. Education: nov.2003-present no frequency PhD student at “Transilvania” University

Braşov, fundamental domain engineering sciences, civil engineering domain;

1997-2000 Student at “Transilvania” University Braşov, Construction Faculty- graduate as dipl.engineer;

1984-1988 Student at Braşov University, Faculty of Forestry –construction department - graduate as engineer;

1980-1984 Hight school nr.8 Braşov (Dr.Ioan Meşotă College)- architecture department;

3. Professional activity:

2000-present design engineer at SC VESNI SRL Braşov; company manager;

1992-2000 design engineer at SC VESNI SRL Braşov; 1990-1992 design engineer at SC COBCO SA Braşov; 1988-1990 design engineer at General Trust of Industrial Constructions

Braşov; 1986-1988 design technician at General Trust of Industrial Constructions

Braşov; 1984-1986 draftsman at General Trust of Industrial Constructions Braşov;

4. Papers published/presented in proceedings of int ernational conferences:

• “Consolidation parish house Roadeş village in Braşov county” –Gabriela Gherghel, International Scientific Conference CIBv2010- Editura Universităţii Transilvania Braşov;

• “Experimental analysis of consolidated elements behavior “–Gabriela Gherghel, International Scientific Conference CIBv2010- Editura Universităţii Transilvania Braşov;

• “Elderly home consolidation“; –Gabriela Gherghel, Conferinţa Internatională DEDUCON 70 Dezvoltare durabilă în construcţii Iaşi nov.2011- Editura Societăţii Academice “Matei Teiu Botez” nov.2011;

101

• “Experimental Research on Prefabricated Chimneys’ Behaviour to Dynamic Actions” –Laszlo Schrek, Gabriela Gherghel- paper submitted at International Conferences in Cambridge, UK, February 22-24, 2012;

• “Strengthened and rehabilitation of Transylvanian saxon house” – Gabriela Gherghel, Laszlo Schrek – paper submitted at International Conferences in Cambridge, UK, February 22-24, 2012;

5. Papers published in national conferences • ”New storey over existing building Christian University Dimitrie Cantemir

Braşov” –Gabriela Gherghel, Scientific session CIB 2007 –Editura Universităţii Transilvania Braşov;

• “Strengthening production halle in Târgu Secuiesc –Covasna county” –Gabriela Gherghel, The National Technical-Scientific Conference -Modern technologies for the 3RD Millenium” Oradea, 2009;

• “Comparative study concerning frame structures (concrete and steel) behavior at earthquake” – Atanasie Talpoşi, Gabriela Gherghel, Anniversary Scientific session –Braşov CIB 30.10 Transilvania University Braşov nov. 2002;

6. Professional experience. Designed projects – according to annex

7. Skills and abilities

Dynamism, perseverance, work capacity, communication , business organization and management.

8. PC knowledge Microsoft Office (Word, Excel), Robot Millenium, AutoCad

9. Foreign languages -English, good (reading, writing, spiking); -French, good (reading, writing, spiking);

102

Annex (item 6) Some of the most important projects I had designed alone or with a team are: 6.1. Strengthening projects:

• Elderly home consolidation 47 Iuliu Maniu street Braşov; • Strengthened production hall Târgu Secuiesc Covasna county; • Strengthened production and storage hall DJ121 Târgu Secuiesc Covasna; • Strengthened and rehabilitation headquarter Electric Factory Sibiu; • Strengthened guard towers and defensive wall-Saxon fortified church Ghimbav- • Bell tower consolidation- Lutheran church Hărman-Braşov • Strengthened and new store on existing home building 25Carierei street Braşov • Consolidation parish house Roadeş village in Braşov county • Extension, rehabilitation and changes in existing home building 31Caprioarei • Strengthened, new attic construction and functional change in existing building

102De Mijloc street Braşov • New storey over existing building Christian University Dimitrie Cantemir Braşov

107Bisericii Române str. Braşov- • Strengthening and rehabilitation bank agency 28Mureşenilor street Braşov • Strengthening and rehabilitation bank agency 32-34.Florilor str. ground floor

Miercurea Ciuc- Harghita county • Strengthening and rehabilitation bank agency in Târgu Jiu – Gen. Magheru str. • Strengthening and restoration constructive elements in existing building

17Neagoe Basarab str. Braşov (classification 1st seismic class building-very damaged)

• Strengthening home building- Braşov Feldioarei street; 6.2. Civil buildings:

• Elderly home and hospital “Karl Wolf” Sibiu; • School center for social worker and boarding school Sibiu; • Social care home for children - Victoria town Braşov county; • Office building in Codlea town Braşov county; • Guest house basement, ground floor, 1st floor and attic Predeal-Braşov; • Guest house basement, ground floor, 1st floor and attic Sohodol Braşov; • Office building in Ploieşti city Prahova county; • Covered sports field and locker room- Râşnov town- Braşov county; • Fuel distribution stations: Paşcani town Iaşi county, Marghita town Bihor county,

Odobeşti town Vrancea county; • Many home buildings hight: ground floor, ground floor with one or two storages in

Braşov, Bucureşti, Sf.Gheorghe-Covasna, Sibiu; 6.3. Industrial buildings:

• Menatwork Est Prefabricate Bucureşti- 12 halls for production and storage (with and without crane);

• Ina Schaeffler- production hall with two cranes; • Olympian Park- industrial park Cristian village Braşov county; • OWT- Garage and service in Codlea town Braşov county • SedaInvest- Storage hall and building office- Braşov • ZarahModen –Production and storage hall in Tg. Secuiesc town Covasna county • Danfoss Bucureşti- Production hall with crane, technical annex and office building

Documents

STUDII ŞI CERCETĂRI PRIVIND SOLUŢII DE