contributii privind conceptia si proiectarea cladirilor...
TRANSCRIPT
UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCURESTI TECHNICAL UNIVERSITY OF CIVIL ENGINEERING BUCHAREST
Bd. Lacul Tei 124 * Sect. 2 RO-020396 * Bucharest 38 ROMANIA Tel.: +40-21-242.12.08, Tel./Fax: +40-21-242.07.81, www.utcb.ro
CONTRIBUTII PRIVIND CONCEPTIA SI PROIECTAREA CLADIRILOR CIVILE MULTIETAJATE AMPLASATE IN ZONA
ORIENTULUI MIJLOCIU
DOCTORAND: Ing. NABIEL ABDULKALIQ SALIH
CONDUCATOR STIINTIFIC: Prof.univ.dr.ing. MIHAI VOICULESCU
BUCURESTI 2011
CUPRINS:
CAPITOLUL 1
STADIUL ACTUAL PRIVIND ACTIUNILE AVUTE IN VEDERE LA
PROIECTAREA CLADIRILOR IN ORIENTUL MIJLOCIU
1.1. TIPURI DE INCARCARI SI ACTIUNI . GENERALITATI . CLASIFICARE .
ROLUL PROIECTANTULUI
1.2. INCARCARI PERMANENTE SI DIN EXPLOATAREA CONSTRUCTIILOR
1.2.1 INCARCARI PERMANENTE
1.2.2. INCARCARI DATE DE EXPLOATAREA CONSTRUCTIILOR (UTILE)
1.3. ACTIUNEA SEISMICA
1.3.1. GENERALITATI
1.3.2. CARACTERISTICI ALE MISCARII SEISMICE A TERENULUI
1.3.3. RASPUNSUL SEISMIC AL STRUCTURILOR
1.3.4. EFECTE ALE INTERACTIUNII TEREN-STRUCTURA (ITS)
1.3.5. ACTIUNEA SEISMICA DE NORMATIV
1.4. ACTIUNEA VANTULUI
1.4.1. GENERALITATI
1.4.2. STADIUL ACTUAL PRIVIND DEFINIREA ACTIUNII VANTULUI PE
CLADIRI DIN ORIENTUL MIJLOCIU
1.4.2.1. INTRODUCERE
1.4.2.2. PARAMETRII SI STRUCTURA VANTULUI
CAPITOLUL 2
STABILIREA UNUI SISTEM DE EXIGENTE SI CRITERII DE
PERFORMANTA SPECIFICE CLADIRILOR MULTIETAJATE
2.1. ASPECTE PRIVIND MASURILE ARHITECTURALE IMPUSE DE SIGURANTA
UTILIZATORILOR CLADIRILOR INALTE
2.1.1. CONSIDERATII GENERALE
2.1.2. REGLEMENTARI TEHNICE SPECIFICE
2.1.3. ELEMENTE FUNCTIONALE SI CONCEPTUL DE SIGURANTA
GLOBALA
2.1.4. ASPECTE PSIHO-SOCIALE
2.1.5. PROGRAME DE ARHITECTURA SPECIFICE BIROURILOR
2.1.6. CERINTE PRIVIND SPATIUL
2.1.7. POSIBILITATI DE EXTINDERE
2.1.8. DISPUNEREA LOCURILOR DE MUNCA
2.1.9. PROGRAME DE ARHITECTURA PENTRU HOTELURI
2.1.10. CONCEPTUL GLOBAL DE SIGURANTA IN UTILIZARE
2.2. IMPLICATII ARHITECTURALE ALE EXIGENTELOR DE SIGURANTA A
UTILIZATORILOR
2.2.1. ASPECTE GENERALE
2.2.2. ABORDAREA EXIGENTELOR DE SIGURANTA A UTILIZATORILOR
2.2.3. CONDITII DE SIGURANTA LA FOC
2.2.4. RISCURI DE IZUCNIRE A INCENDIILOR
2.2.5. AMPLASARE SI CONFORMARE
2.2.6. DURABILITATEA CLADIRII IN CAZ DE INCENDIU
2.2.7. COMPARTIMENTARI ALE CLADIRILOR
2.2.8. SPATII TEHNICE
2.2.9. INCHIDERI EXTERIOARE PERIMETRALE
2.2.10. SIGURANTA IN UTILIZARE
2.3. CERINTE SPECIFICE PRIVIND REZISTENTA SI STABILITATEA
2.4. PERFORMANTE SEISMICE
2.5. MECANISMUL STRUCTURAL DE DISIPARE A ENERGIEI SEISMICE
2.6. DUCTILITATEA LOCALA
2.7. CERINTELE DE DUCTILITATE LA NIVEL DE ELEMENT SI DE ANSAMBLU
STRUCTURAL
2.8. EVITAREA RUPERILOR CU CARACTER CASANT
2.9. LIMITAREA DEGRADARILOR NESTRUCTURALE
CAPITOLUL 3
SOLUTII CONSTRUCTIVE SI TEHNOLOGICE PENTRU STRUCTURILE
CLADIRILOR DIN ORIENTUL MIJLOCIU
3.1. ASPECTE GENERALE
3.2. STRUCTURI METALICE, DIN BETON ARMAT SI MIXTE
3.2.1. CONSIDERATII GENERALE
3.2.2. STRUCTURI DIN ELEMENTE COMPUSE
3.2.3 PRINCIPII DE ALCATUIRE CONSTRUCTIVA
3.3. SISTEME CONSTRUCTIVE ORIZONTALE - PLANSEE
3.3.1. STRUCTURI DE PLANSEE DIN BETON ARMAT
3.3.2. STRUCTURI DE PLANSEE CU GRINZI METALICE
3.4. SISTEME CONSTRUCTIVE VERTICALE
3.4.1. STALPII
3.4.2. PERETII STRUCTURALI DIN BETON ARMAT
3.4.3. TIRANTI VERTICALI
3.4.4. GRINZILE DE TRANSFER
3.4.5. SISTEMELE SUSPENDATE
3.5. SELECTAREA SOLUTIILOR PENTRU ANSAMBLUL STRUCTURAL
3.5.1. STRUCTURI IN CADRE DUCTILE REZISTENTE LA MOMENT
INCOVOIETOR
3.5.2. STRUCTURI CU CADRE DIN BETON ARMAT
3.5.3. STRUCTURI CU CADRE METALICE
3.5.4. STRUCTURI TUBULARE
3.5.5. STRUCTURI MIXTE DIN OTEL SI BETON
3.5.6. CADRE CONTRAVANTUITE DIN BETON
3.5.7. CADRE DIN BETON AVAND CONTRAVANTUIRI DIN OTEL
3.5.8. SISTEME COMBINATE
3.5.9. SISTEME CU MAI MULTE TUBURI
3.5.10. SISTEME STRUCTURALE CU MIEZURI INTERACTIVE
3.5.11. STRUCTURI IN CONCEPTII NOI
3.6. ASPECTE CONCEPTUALE ALE STRUCTURILOR PENTRU CLADIRI DIN
ORIENTUL MIJLOCIU
CAPITOLUL 4
METODOLOGII SI MODELE DE CALCUL PENTRU CLADIRI DIN
ORIENTUL MIJLOCIU
4.1. METODE DE PROIECTARE ANTISEISMICA A STRUCTURILOR
4.1.1. GENERALITATI
4.1.2. METODA “A” (METODA DE PROIECTARE CURENTA)
4.1.3. METODA “B” (METODA BAZATA PE CONSIDERAREA
PROPRIETATILOR DE DEFORMARE A STRUCTURII)
4.1.4. METODA “C” (METODA SPECTRELOR SEISMICE DE RASPUNS
INELASTIC)
4.1.5. METODA DE CORELARE INTRE DEPLASARILE ABSOLUTE DE
NIVEL PENTRU SISTEMUL CU MAI MULTE GRADE DE LIBERTATE
DINAMICA SI SPECTRELE DE DEPLASARE LINIARE (Sd,L) SI
NELINIARE(Sd,NL)
4.1.6. ASPECTE PRIVIND FOLOSIREA SPECTRELOR DE ACCELERATII,
Sa, PENTRU CALCULUL FORTEI TAIETOARE DE BAZA
4.2. MODELAREA COMPORTARII STRUCTURALE DE ANSAMBLU
4.2.1. MODELE DE CALCUL PLANE
4.2.2. MODELE DE CALCUL SPATIALE
4.2.2.1. TORSIUNEA GENERALA
4.2.2.2 MODELE DE CALCUL CONDENSATE
4.2.2.3 DEFORMABILITATEA PLANSEELOR
4.2.2.4. MODELAREA ELEMENTELOR NESTRUCTURALE
4.2.3. REZISTENTELE MATERIALELOR
4.2.4. MODELELE HISTERETICE LA NIVEL DE SECTIUNE
4.3. MODELAREA ACTIUNII SEISMICE
4.3.1 FORTA SEISMICA CONVENTIONALA CONFORM NORMATIVULUI
P100/1-2006
4.3.2. MODELAREA ACTIUNII SEISMICE CORESPUNZATOARE
METODELOR DE CALCUL DE TIP B DL (DINAMIC LINIARE) SI DNL (DINAMIC
NELINIARE)
4.4. INTERPRETAREA REZULTATELOR CALCULELOR SEISMICE
STRUCTURALE
4.4.1. RASPUNSURI SEISMICE CORESPUNZATOARE METODELOR DE
TIP A - SL (STATIC LINIARA)
4.4.1.1 RASPUNSURI SEISMICE PENTRU SISTEMUL
STRUCTURAL
4.4.1.2. RASPUNSURI SEISMICE PENTRU SUBSISTEMELE
STRUCTURALE
4.4.1.3. RASPUNSURI SEISMICE LA NIVEL DE ELEMENTE
STRUCTURALE
4.4.2. RASPUNSURILE SEISMICE CORESPUNZATOARE METODELOR
DE TIP “B” - DINAMIC NELINIARE (DNL)
4.4.2.1. MDEI (MECANISMUL DE DISIPARE DE ENERGIE PRIN
DEFORMATII POSTELASTICE IMPUS DE PROIECTANT: APARITIA
AP (ARTICULATIILOR PLASTICE) IN ZONELE IMPUSE DE
PROIECTANT
4.4.2.2. CERINTE DE DUCTILITATE
4.4.2.3 DEPLASARILE MAXIME DE NIVEL (Ui), DEPLASARILE
RELATIVE DE NIVEL (i),DEFORMATIILE UNGHIULARE DE NIVEL
(i)
4.4.2.4. DEGRADAREA DE RIGIDITATE
4.4.2.5. BILANTUL ENERGETIC
4.4.2.6. CURBELE HISTERETICE PE ELEMENTE SI CURBELE P-
4.4.2.7. EFORTURI SECTIONALE PENTRU SISTEMUL
STRUCTURAL, SUBSISTEME SI ELEMENTE STRUCTURALE
4.4.2.8. MARIMILE CINEMATICE
CAPITOLUL 5
COMPORTAREA PEREŢILOR STRUCTURALI DIN ZIDARIE LA SEISME
PUTERNICE
5.1. ASPECTE CU CARACTER GENERAL. COMPORTAREA MATERIALELOR
COMPONENTE: CĂRĂMIZI ŞI MORTAR
5.2. COMPORTAREA PEREŢILOR STRUCTURALI DE ZIDARIE
5.2.1. INFLUENŢA ALCĂTUIRII STRUCTURALE
5.2.2. INFLUENŢA ELEMENTELOR NESTRUCTURALE DIN ZIDĂRIE
5.3. METODOLOGIE DE INVESTIGARE A CLĂDIRILOR EXISTENTE CU
STRUCTURA DIN ZIDARIE
5.3.1. GENERALITĂŢI
5.3.2. ÎNCERCĂRI NEDISTRUCTIVE PENTRU DETERMINAREA
CARACTERISTICILOR MECANICE ALE PEREŢILOR PORTANŢI DE
ZIDĂRIE
5.3.3. ANALIZA ŞI INTERPRETAREA REZULTATELOR ÎNCERCĂRILOR
5.4. MODUL DE CONLUCRARE, A CADRELOR DIN BETON ARMAT CU
ZIDĂRIA, ÎN CAZUL SEISMELOR
CAPITOLUL 6
ASPECTE PRIVIND COMPORTAREA CLADIRILOR LA TASARI INEGALE
SI DIFERENTE DE TEMPERATURA
6.1. COMPORTAREA STRUCTURILOR DE CLADIRI LA DIFERENTE DE
TEMPERATURA
6.1.1. ASPECTE PRIVIND ORGANIZAREA STUDIULUI
6.1.2. ASPECTE PRIVIND RASPUNSURILE STRUCTURALE OBTINUTE
6.2. COMPORTAREA STRUCTURILOR DE CLADIRI LA TASARI INEGALE SAU
CEDARI DE REAZEME
6.2.1. ASPECTE PRIVIND ORGANIZAREA STUDIULUI
6.2.2. ASPECTE PRIVIND RASPUNSURILE STRUCTURALE OBTINUTE
CAPITOLUL 7
CONCLUZII SI CONTRIBUTII PERSONALE
CAPITOLUL 1
STADIUL ACTUAL PRIVIND ACTIUNILE AVUTE IN VEDERE LA
PROIECTAREA CLADIRILOR MULTIETAJATE DIN ORIENTUL MIJLOCIU
1.1. TIPURI DE INCARCARI SI ACTIUNI. GENERALITATI. CLASIFICARE.
ROLUL PROIECTANTULUI
Constructiile, in general, sunt supuse unor actiuni cauzate fie de factori naturali
(incarcari sau actiuni de provenienta geofizica), fie provocate sau rezultate ca urmare a
unor actiuni umane (functionalitatea sau exploatarea constructiilor, modul de alcatuire si
realizare al acestora, etc). Cladirile multietajate din orientul mijlociu se incadreaza
evident, din acest punct de vedere, in ansamblul constructiilor.
O clasificare a actiunilor ce pot afecta cladirile ar putea fi facuta la nivel general
astfel:
1. incarcari de provenienta naturala
2. incarcari de provenienta umana
3. incarcari accidentale, extraordinare sau catastrofale
Conceptia proiectantului, care trebuie sa tina seama de toti acesti factori mentionati
mai sus, ii poate si influenta, actionand asupra diferitelor categorii de incarcari.
Astfel, asupra functionalitatii si exploatarii cladirii se poate actiona prin alegerea si
determinarea cat mai corecta a tuturor functiunilor prevazute.
Cu privire la alcatuire, rolul proiectantului este determinant. Alegerea materialelor
de constructie influenteaza direct incarcarile permanente, care - la randul lor - au o
influenta directa asupra cladirii si a structurii de rezistenta.
Rolul proiectantului este important insa si in ceea ce priveste incarcarile de
provenienta naturala. In acest caz rolul proiectantului se manifesta printr-o corecta alegere
a amplasamentului precum si prin corelarea formei cladirii si a materialelor utilizate cu
factorii naturali de mediu ce pot actiona asupra acesteia. Astfel incarcarile seismice sunt
direct proportionale cu incarcarile gravitationale sau pot fi influentate de anumite rezolvari
constructive ale fundatiilor sau chiar ale cladirilor propriu zise: incarcarile date de actiunea
vantului sunt corelate cu forma si natura suprafetelor expuse etc.
Toate aspectele mentionate mai sus trebuie sa fie avute in vedere in conturarea si
precizarea conceptiei de alcatuire si realizare a cladirilor din orientul mijlociu, fiind incluse
si conditionate de contextul general de exigente si criterii functionale, ca si de
performantele calitative impuse. Toate acestea, evident corelate si cu eficienta economica
globala a solutiilor adoptate.
O propunere de clasificare a incarcarilor si actiunilor ce pot afecta o cladire din orientul
mijlociu (la un nivel ceva mai detaliat) ar putea fi facuta astfel:
incarcari ce provin din cauze naturale: incarcari de natura climatica (actiunea
vantului, actiunea diferentelor de temperatura, actiunea precipitatiilor, actiunea
presiunii pamantului sau a apei subterane), incarcari de natura seismica (actiunea
cutremurelor), actiunea focului;
incarcari ce provin din natura materialelor utilizate: incarcari permanente
gravitationale, contractia si curgerea lenta, eventuala forta de precomprimare,
actiunea eventualelor agresivitati fizice sau chimice;
incarcari ce provin din exploatarea cladirii: incarcari utile, temporare- statice,
incarcari utile, semitemporare - statice, incarcari dinamice provenind din
functionarea unor utilaje sau masini, incarcari dinamice indirecte provenite din
posibilele vecinatati (trepidatii din mijloace de transport, boom sonic,etc);
incarcari accidentale, extraordinare sau catrastofale: explozii in interiorul cladirii,
explozii exterioare, socuri produse prin lovirea cu un corp exterior dur in miscare
(masini, avioane etc), actiunea unor eventuale inundatii.
O clasificare mult mai complexa gasita si in literatura de specialitate poate fi
urmatoarea:
1. actiuni geofizice:
1.1. gravitationale:
- utile (birouri, locuinte, publice, administratie)
- permanente
1.2. electromagnetice, nucleare, curenti slabi
1.3. seismice
1.4. climatice (apa, vant, zapada, ploaie, praf, curgere lenta, variatii de
temperatura, variatii de umiditate)
2. efecte umane
2.1. eforturi interne: restrangeri de volum: precomprimarea, neregularitati,
reziduale,
2.2. dinamice (variabile in timp) intamplatoare (explozii, etc)
1.2. INCARCARI PERMANENTE SI DIN EXPLOATAREA CONSTRUCTIILOR
1.2.1 INCARCARI PERMANENTE
Problema incarcarilor permanente este in general aceiasi la cladirile din orientul
mijlociu ca si la toate celelalte tipuri de cladiri din lume. Aceasta in ceea ce priveste
natura si provenienta lor. Un aspect aparte, in cazul cladirilor din orientul mijlociu, este
problema cuantumului acestor incarcari, a marimii lor totale. Datorita inaltimii cladirilor
respective aceste incarcari, provenite din greutatile proprii ale elementelor de constructii
utilizate, pot capata diverse valori, conducand - in consecinta - si la dimensionarea
corespunzatoare a elementelor structurii de rezistenta. In aceasta situatie pentru a nu se
ajunge la dimensiuni de stalpi, de exemplu, sau de pereti structurali de beton armat,
incompatibile cu posibilitatile oferite de suprafetele in plan a etajelor inferioare ale cladirii,
apar necesare doua directii de actiune pentru proiectant, si anume:
reducerea greutatii totale, prin utilizarea unor elemente de constructii realizate din
materiale cu greutati specifice reduse
utilizarea unor materiale cu rezistente superioare
Sunt de evitat zidariile grele, panourile grele prefabricate din beton, termoizolatiile
grele, etc. Peretii interiori nestructurali (compartimentarile), trebuie de asemenea sa fie
realizati din materiale usoare. Pardoselile, tavanele suspendate, panourile de inchidere a
zonelor de instalatii, ca si elementele de instalatii propriu zise trebuie de asemenea
realizate cu greutati proprii minime.
Practica arata ca greutatile specifice normate ale diferitelor materiale sau produse
nu corespund intotdeauna. Abaterile dimensionale sunt un fenomen frecvent in constructii.
Toate acestea pot da variatii ale greutatii reale cu 10-15%. Modul de executie propriu
zis, poate influenta de asemenea volumul total, dimensiunile si, respectiv, totalitatea
incarcarilor gravitationale.
1.2.2. INCARCARI DATE DE EXPLOATAREA CONSTRUCTIILOR (UTILE)
Incarcarile utile ale unei cladiri din orientul mijlociu rezulta din functionabilitatea
cladirii.
O parte din incarcarile utile sunt incarcari temporare, respectiv incarcarile provenite
din functionalitatea principala a cladirii respective. Pe baza experientei statistice,
incarcarile utile sunt normate, prevazute in prescriptiile tehnice si difera de la o functiune
la alta. In cazul cladirilor din orientul mijlociu in general pot sa apara urmatoarele functiuni
principale: locuinte, hoteluri, birouri, banci, spitale
Ca functiuni adiacente, in anumite zone, mai pot fi: magazine, restaurante, bufete,
librarii, biblioteci, spatii pentru servicii publice, spatii pentru adunari, sedinte, consilii, spatii
pentru anumite festivitati.
La etajele inferioare pot sa mai apara: super marketuri, sali de spectacol, garaje,
parcaje, ateliere functionale.
Pe langa aceste incarcari corespunzatoare functiunii sau functiunile principale ale
cladirii, in anumite zone apar alte valori pentru incarcari posibile. Astfel in zonele de
circulatie, pe scari, anumite spatii unde sunt posibile aglomerari, se prevad valori sporite
ale incarcarilor utile.
Tot in categoria incarcarilor utile intra si incarcarile cvasipermanente, provenite din
incarcarea cladirii respective cu anumite utilaje, echipamente, mobilier fix.
In fine, tot in cadrul incarcarilor utile, dar cu actiune dinamica, intra incarcarile date
de anumite utilaje sau echipamente in miscare (lifturi, etc).
Incarcarile utile au valori normate pentru situatiile cand ele actioneaza direct asupra
unor parti de constructii. In cazul in care anumite elemente sau subansambluri de la
diferite niveluri si in diferite zone astfel de incarcari nominale, normate,se constata ca
exista o extrem de mica probabilitate a simultaneitatii lor la valorile maxime considerate.
Pe de alta parte aceleasi consideratii cu privire la posibilitatea unei simultaneitati se
pune si in cazul existentei unor etaje suprapuse. Ori in cazul cladirilor din orientul mijlociu,
cladiri cu un numar mare de etaje, considerarea corecta a simultaneitatii incarcarii etajelor,
respectiv a procentului de reducere a acestor incarcari functie de numarul de etaje este
deosebit de importanta.
De mentionat ca incarcarile utile se considera uniform distribuite in diferite zone
functionale specifice; incarcarile concentrate nu se iau in calcul decat pentru anumite
utilaje definitiv pozitionate (de exemplu lifturi).
1.3. ACTIUNEA SEISMICA
1.3.1. GENERALITATI
Actiunea seismica asupra structurilor are trasaturi care o disting de celelalte tipuri
de actiuni, ea fiind legata atat de caracteristicile nestationare ale unor miscari puternice
ale terenului cu o mica probabilitate de producere, cat si de proprietatile dinamice ale
structurilor, inclusiv interactiunea teren-structura.
Faptul ca din motive economice, fortele de calcul la cutremur sunt, pentru
constructii cu destinatii obisnuite, cu mult mai mici decat fortele maxime de inertie care ar
putea fi induse in structura daca aceasta ar ramane in domeniul liniar elastic face ca la
seisme puternice elementele structurale sa sufere deformatii depasind limita elastica,
raspunsul seismic efectiv fiind inelastic.
Deci actiunea seismica este produsa de fenomene cu caracter aleator si
corespunde unui raspuns al structurii dinamic si inelastic.
Cutremurele tectonice care afecteaza teritoriul Irakului, sunt vibratii ale terenului
produse de o eliberare brusca a energiei de deformatie acumulate in crusta sau in partea
superioara a mantalei terestre.
Energia eliberata brusc din focar se propaga sub forma de unde seismice.
Fenomenul tectonic genereaza direct unde de adancime, care pot fi de tip
longitudinal sau de dilatatie (numite unde primare P) si de tip transversal sau de forfecare
(numite unde secundare S).
In Irak focarele se afla fie la o adancime intermediara fie la suprafata.
Undele de adancime se transmit din focar cu viteze care cresc cu adancimea.
Undele P au viteze de cca. 5-13 km\s, iar undele S de cca. 3-8 km\s.
Prin reflectarea la suprafata terenului a undelor de adancime se produc unde de
suprafata, de tip Rayleigh, longitudinal (unde R) si de tip Love, transversal (unde L), ale
caror amplitudini scad exponential cu adancimea. Vitezele undelor de suprafata sunt cu
cca. 10% mai mici decat cele ale undelor S.
Miscarea terenului intr-un anumit punct ca rezultat al contributiilor diferitelor tipuri
de unde poate fi definita prin trei componente de translatie si trei componente de rotatie,
pe trei directii perpendiculare. In general componentele de rotatie ale miscarilor seismice
pot fi neglijate, iar miscarea este redata prin doua componente in plan orizontal pe directii
perpendiculare si printr-o componenta verticala.
1.3.2. CARACTERISTICI ALE MISCARII SEISMICE A TERENULUI
Pentru definirea parametrilor miscarii seismice care se manifesta intr-un anumit
amplasament, de la suprafata terenului sunt avute in vedere urmatoarele caracteristici:
mecanismul de focar, caracterizat geometric, cinematic si dinamic prin
adancimea focarului, directivitatea undelor, compozitia spectrala, durata, efecte
multiple
proprietatile geologice ale mediului de propagare a undelor seismice de la focar
la suprafata
distanta epicentrala a amplasamentului
proprietatile geomorfologice ale terenului de amplasament
focalizarea, filtrarea, atenuarea sau amplificarea undelor seismice de la roca de
baza pana la suprafata libera a terenului
severitatea miscarii seismice (acceleratia maxima si configuratia variatiei
acceleratiei ; intensitate ; magnitudine)
marimea suprafetei afectate de cutremur
Pentru cuantificarea severitatii unui cutremur intr-un amplasament dat, seismologia
recurge la intensitatea seismica, care pune in evidenta, prin grade de intensitate,
efectele miscarii terenului asupra mediului natural si obiectelor construite de om, precum
si asupra simturilor omului.
Ca masura obiectiva a energiei eliberate in focar la declansarea evenimentului
seismic, deci a marimii unui cutremur, este adoptata magnitudinea, in definirea si cu
criteriile de masurare stabilite de Richter.
Durata semnificativa a unui cutremur puternic care ar putea fi definita prin
intervalul de timp cuprins intre prima si ultima modificare a acceleratiei (folosind
accelerogramele) corespunzatoare unui anumit nivel prestabilit (de exemplu 0,05g), este
cu atat mai lunga cu cat magnitudinea este mai ridicata, terenul din straturile superficiale
este mai slab si distanta pana la sursa este mai mica. Astfel, pentru un amplasament
apropiat de focar si pentru magnitudinea Richter este de grad 8, durata semnificativa ar
ajunge la 35 sec.
Pentru descrierea reala a miscarii seismice intr-un amplasament dat, din punct de
vedere al ingineriei seismice, se face apel la accelerograma pe trei directii
perpendiculare(doua in plan si una pe verticala). Pentru constructiile curente este
suficienta considerarea componentelor de translatie. In cazul structurilor speciale, de mare
sveltete, pot interveni semnificativ si componentele rotationale ale miscarii.
Cand exista pentru o zona limitata un numar de accelerograme inregistrate, printr-
o selectare si alegere judicioasa se poate stabili un set de accelerograme care sa fie
folosit la analiza raspunsului dinamic al structurii avute in vedere in acel loc.
Necesitatea de a face apel la un set de accelerograme, in lipsa unor inregistrari
suficiente, a facut ca pentru nevoile proiectarii sa fie elaborate metode de generare a unor
accelerograme artificiale, folosind metode stochastice, cum ar fi zgomotul alb nestationar
filtrat cu caracteristici statistice similare celor ale unor miscari seismice anterioare
inregistrate.
Metoda de evaluare seismica a unui amplasament, cu folosirea elementelor
probabilistice, este complexa si laborioasa. Pentru cazuri curente se face apel la hartile
de risc seismic, care indica pe zone intensitatea seismica de considerat in calculele
structurale, de regula cele conventionale. Aceste harti sunt intocmite pe baza datelor
privind cutremurele anterioare, prin metode statististice. Metode mai rafinate pentru
zonare si microzonare seismica, iau in considerare, in afara de istoria seismelor, si
configuratia geologica a terenului. Deoarece in ultima vreme in Irak este greu de definit in
mod unitar cutremurul de proiectare, in calcule s-a folosit exemplul Romaniei care de fapt
provine din Eurocodul 8. Astfel, in Romania pentru calculul structurilor in normativul P100-
1/2006 este inclusa o harta de zonare a teritoriului din punct de vedere al acceleratiei
orizontale de proiectare “ag”. Aceasta acceleratie defineste cutremurul de proiectare,
aplicat atat in metoda curenta de calcul conventional cat si in calculele dinamice. De
asemenea exista o harta pentru perioadele de colt „Tc”.
1.3.3. RASPUNSUL SEISMIC AL STRUCTURILOR
Incarcarile sau fortele la care este supusa o structura solicitata de cutremur rezulta
direct din distorsiunile induse de miscarea terenului pe care aceasta este rezemata.
Raspunsul structurii - adica ansamblul parametrilor de stare ai constructiei: deformatii,
eforturi, acceleratii, etc ca variatia lor in timp - la o astfel de miscare a bazei este
determinat atat de caracterul excitatiei cat si de proprietatile structurii, in interactiune cu
mediul pe care este fundata. Fortele seismice sunt forte de inertie, produse de
distorsiunile date de miscarea seismica a solului si de rezistenta inertiala a structurii.
Marimea lor este dependenta de caracteristicile dinamice ale structurii (determinate de
rigiditatea si masa constructiei). Analiza seismica a structurilor poate fi efectuata cu
suficienta acuratete daca:
se cunosc proprietatile elastice si inelastice ale structurii si se pot elabora, prin
idealizare, modele de calcul structural (MCS) convenabile;
se poate defini miscarea terenului pe intreaga durata a cutremurului;
Sistemul dinamic consta din suprastructura, infrastructura si terenul inconjurator,
fiecare din componentele acestora influentand raspunsul seismic intr-o anumita masura.
In general masele dispuse la nivelurile superioare afecteaza mai mult proprietatile
sistemului decat cele de la nivelurile inferioare, iar rigiditatile de la nivelurile inferioare sunt
mai importante decat cele de la etajele superioare.
Desi este de dorit sa se considere interactiunea teren-structura (ITS), efectele
acestei interactiuni fata de ipoteza cu baza incastrata sunt in general destul de reduse
pentru cladirile care sunt flexibile.
Calculul raspunsului seismic poate fi realizat in doua moduri:
prin integrarea directa a ecuatiilor generale de miscare, pornind de la excitatii
reprezentate in general de accelerogramele miscarii terenului (analize biografice de
tip TIME HISTORY- TH)
pe baza spectrelor de raspuns
Avantajul metodei TH este ca raspunsurile modale sunt automat combinate.
Spectrele de raspuns pot fi elastice sau inelastice cu anumite caracteristici pentru diverse
valori ale fractiunii din amortizarea critica. Cu toate ca in general se utilizeaza diagrame
spectrale de raspuns pentru sisteme cu un singur grad de libertate, pot fi avute in vedere
si spectre pentru sisteme cu mai multe grade de libertate. Alegerea spectrului se face
astfel incat sa se obtina raspunsul corect corespunzator perioadelor proprii si
coeficientului de amortizare al structurii. In calcul trebuie sa se acorde atentie caracterului
spatial al solicitarii. Sunt de considerat actiunea seismica pe o directie oarecare in plan si
efectele de torsiune, care se pot manifesta pregnant chiar la structuri proiectate simetric.
Miscarea verticala a terenului are valori maxime de circa 2/3-3/4 din cele ale
valorilor maxime ale miscarii orizontale.
La constructiile perioadele proprii fundamentale verticale pot fi destul de lungi si
pot exista moduri superioare importante si de aceea pentru cladirile deosebit de
importante este de dorit sa se calculeze si raspunsul la miscarile seismice verticale (mai
ales cand stalpii pot fi supusi unei actiuni combinate de intindere din incovoierea generala
si din cea verticala cu tendinte de ridicare)
De asemenea sunt de considerat efectele miscarii seismice verticale in ceea ce
priveste evaluarea solicitarilor maxime de compresiune in elementele structurale verticale
si in analize P- si de stabilitate.
Modelarea pentru actiunea verticala a seismului trebuie sa includa deformatiile
axiale ale elementelor verticale si efectele de incovoiere ale planseelor.
1.3.4. EFECTE ALE INTERACTIUNII TEREN-STRUCTURA (ITS)
Efectele ITS pentru cladirile pot fi impartite in doua tipuri:
interactiunea fizica, care implica efecte ale eforturilor si ale deformatiilor la contactul
teren-structura Consecintele potentiale ale acestor efecte sunt schimbari in
raspunsul terenului din vecinatatea constructiei, ale perioadelor si ale deformatiilor
structurii ca urmare a deformatiilor terenului.
interactiunea de raspuns care implica modificari ale raspunsului unei structuri date
ca urmare a schimbarilor in raspunsul diferitelor straturi ale terenului la miscari
induse de cutremur in roca de baza.
Folosind modelele analitice au fost efectuate studii pentru evaluarea efectelor ITS.
In general acestea au aratat ca deformatiile solului pot influenta caracteristicile cladirilor
din orientul mijlociu cu circa 10-30%. In contrast deformabilitatea terenului poate avea
efecte mult mai mari asupra caracteristicilor raspunsului unor structuri foarte grele si
rigide.
1.3.5. ACTIUNEA SEISMICA DE NORMATIV
Obiectivele principale ale codurilor de proiectare antiseismica sunt:
evitarea pierderior de vieti omenesti, a ranirii oamenilor si a afectarii mediului
asigurarea continuitatii serviciilor vitale
evitarea distrugerii si a degradarii unor bunuri culturale si artistice de mare valoare
limitarea pierderilor materiale
Cum este recunoscut ca nu se poate asigura in conditii economice acceptabile o
protectie completa a constructiilor in eventualitatea unor cutremure puternice, s-a admis,
prin nivelul fortelor indicate prin norme un raspuns seismic cu incursiuni in domeniul
postelastic de deformare si implicit, cu anumite degradari specifice.
In general, exigentele de performanta structurala implicite in codurile actuale, cer ca
structura sa fie capabila sa reziste: la cutremure minore, fara avarii (cu raspuns seismic in
domeniul elastic), la cutremurele moderate, cu avarii nestructurale si cu unele avarii
structurale locale, reduse, controlate si reparabile fara dificultati constructive si economice;
la cutremurele majore, fara prabusire (colaps).
Forta seismica la baza este stabilita in functie de:
proprietatile dinamice ale structurii: valori proprii, forme proprii, amortizari
tipul de constructie (capacitatea de disipare a energiei)
importanta structurii rezultata din functiunea cladirii
seismicitatea regiunii
conditii de teren
eforturile admisibile si coeficientii de grupare a incarcarilor.
Sunt cuprinse puncte privind distributia fortelor taietoare, evaluarea momentelor de
rasturnare si a momentelor de torsiune in plan orizontal ; limitarea deplasarilor laterale;
rosturi antiseismice; neregularitati structurale orizontale si verticale ; prevederi de
proiectare. Fortele seismice verticale sunt considerate doar pentru verificarea unor
elemente, stabilirea lor facandu-se doar in functie de tipul acestora si de intensitatea
seismica.
Anumite coduri, printre care si P100/1-2006 recomanda pentru constructiile
deosebite calcule dinamice bazate pe actiuni seismice specifice amplasamentului si
conditiilor locale de teren, adoptand o modelare adecvata a structurii pentru domeniile
elastic (liniar) si inelastic (neliniar) de comportare si folosind metode complexe de calcul.
In P100/1-2006, aceasta recomandare este facuta pentru constructii care pun probleme
tehnice si / sau economice deosebite, deci ea se refera si la categoria cladirilor din orientul
mijlociu.
Pentru calculul conventional, in P100/1-2006 (conform caruia acest calcul este
obligatoriu) nu sunt facute referiri speciale pentru cladirile . Functiunile acestor cladiri le-ar
incadra in clasa de importanta obisnuita, anume in clasa III, deci calculul ar putea fi
realizat ca pentru cladirile curente. Este insa de evidentiat ca metoda de calcul de cod din
P100/1-2006 este intocmita pentru constructii uzuale, pentru care se dispune de
experienta de proiectare si de executie si asupra carora s-au putut face observatii
concludente privind comportarea la seisme.
De accea pentru cladirile cu un numar mare de etaje este mai accentuat caracterul
orientativ si calculul de cod, de avut in vedere pentru predimensionare si pentru conferirea
unor proprietati minimale de rezistenta si rigiditate structurilor si necesar a fi dezvoltat prin
calcule seismice dinamice neliniare (DNL) complexe.
Actiunea seismica, avand o deosebita importanta in dimensionarea structurilor
cladirilor in conditiile din tara noastra, necesita o tratare speciala in cazul cladirilor din
orientul mijlociu.
Metoda conventionala de calcul din P100/1-2006 nu poate furniza toate datele
necesare asigurarii unei proiectari antiseismice corespunzatoare, ea fiind indicata pentru
operatiuni de predimensionare.
Pentru un calcul cuprinzator, conform recomandarilor din P100/1-2006 pentru
constructiile deosebite, este de avut in vedere intreprinderea urmatoarelor actiuni:
Evaluarea seismica a amplasamentului si generarea la nevoie a unor
accelerograme adecvate acestuia
Modelarea structurii (dupa o dimensionare initiala pe baza fortelor conventionale si
a prevederilor de cod). Pentru aspecte insuficient clarificate, studierea acestora pe
baza de analize documentare si calcule numerice, precum si la nevoie, pe baza de
experimentari pe modele fizice. Recurgerea dupa caz la mai multe modele si
metode de calcul.
Calculul cu ajutorul programelor automate de calcul DNL, a raspunsului seismic al
structurii la actiuni seismice reprezentate printr-un numar suficient de
accelerograme naturale sau artificiale, selectate pe baza spectrelor de raspuns
elastice si inelastice si scalate pentru seismicitatea amplasamentului respectiv (sau
pentru trei niveluri de intensitate seismica).
Prelucrarea rezultatelor si exprimarea raspunsului seismic in termeni de
probabilitate. Compararea valorilor caracteristice ale acestora (deplasari de nivel,
cerinte de ductilitate, eforturi maxime, etc) cu valorile ce pot fi admise,
corespunzator alcatuirii structurii.
Operarea, daca este cazul, a unor interventii in structura si verificarea urmarilor
acestora, realizand daca este necesar, prin corectii succesive, ameliorarea pana la
gradul dorit a performantelor structurale.
In afara de miscarea orizontala este de considerat si miscarea pe verticala a
terenului prin analize dinamice adecvate.
1.4. ACTIUNEA VANTULUI
1.4.1. GENERALITATI
La tipurile de cladiri etajate curent utilizate pana in prezent in tara noastra, in
special pentru locuinte sau pentru diferite destinatii social-orasenesti, nu s-a depasit in
general inaltimea corespunzatoare de 8-10 niveluri. La aceste cladiri incarcarile
preponderente sunt cele gravitationale, corelate in mod direct cu cele seismice, ultimile
provenind direct proportional din incarcarile gravitationale. Chiar si cele cateva constructii
realizate in Erbil s-au incadrat de regula in aceiasi conceptie generala de realizare a
cladirilor, folosind practic aceleasi materiale de constructii. Fata de aceste incarcari
gravitationale si seismice importante, actiunea vantului avea o pondere relativ redusa.
Aceasta, cu atat mai mult, cu cat si profilul cladirilor respective conducea la suprafete
relativ mai mici expuse la vant si erau in general, amplasate in zone construite, zone cu
presiuni ale vantului mai putin importante.
In cazul trecerii la cladiri din orientul mijlociu apar cele doua aspecte care fac sa fie
necesara analizarea cu mult mai multa atentie a actiunii vantului si anume:
expunerea unor suprafete relativ mai mari, in bataia vantului si in special a unor
inaltimi substantiale sporite
utilizarea intr-o mai mare masura a unor materiale usoare care conduc la incarcari
gravitationale mai mici comparate cu cele orizontale datorate vantului
In aceste conditii se pune predominant problema rigiditatii laterale a cladirii
respective. Trebuie avute in vedere doua dintre actiunile pe care le are vantul asupra
constructiei si anume:
actiunea asupra ansamblului constructiei, putand da deplasari mari ale acesteia,
respectiv oscilatii importante, deopotriva de deranjante atat pentru confortul
oamenilor, cat si pentru comportarea elementelor de constructie respective ;
actiunea asupra diferitelor parti componente ale cladirilor expuse la vant, respectiv:
peretii, ferestrele, eventualele logii sau balcoane, etc, care pot fi afectate pana la
deteriorare.
Comparand actiunea vantului cu cea seismica asupra unei cladiri de cca. 80 m
inaltime, realizata cu materiale traditionale (cca 1,2 tf/m2 greutati ale maselor de nivel)
actiunea vantului conduce la o forta orizontala totala comparabila cu cea rezultata din
actiunea seismica - corespunzatoare unei zone de grad VI de intensitate, respectiv
sensibil mai mica in zonele VII si VIII. In conditiile cresterii inaltimii cu 50-100%, cu
usurarea generala a greutatii constructiei, raportul respectiv se schimba substantial,
actiunea vantului trebuind luata in considerare cu totul altfel.
In consecinta, pentru viitoarele constructii , este necesar ca proiectantul sa
faca o analiza atenta a diferitelor moduri de actiune a vantului, ca si a raspunsurilor
corespunzatoare ale cladirilor respective.
Actiunea vantului este o actiune dinamica si ea este in functie de diferiti factori de
mediu. Astfel, in primul rand este importanta caracteristica generala a teritoriului respectiv.
Pentru Irak sunt astfel delimitate zonele cu anumite presiuni dinamice de baza ale
vantului.
In cadrul fiecarei din aceste zone intervin o serie de factori care depind de:
forma generala a reliefului terenului (camp deschis sau dealuri si vai, etc)
asperitatea (rugozitatea) suprafetei terenului, respectiv daca este un teren liber sau
apar diferite elemente perturbatorii (plantatii, localitati, etc)
natura (textura) suprafetelor supuse la vant ale cladirilor respective (fatade din
sticla sau din beton, din caramida su materiale usoare), precum si eventualele
intranduri sau excrescente (logii sau balcoane, etc)
sveltetea si forma generala a cladirii
eventuale vecinatati ale unor alte cladiri
In cele ce urmeaza se vor trece in revista principalele actiuni si efecte ale vantului
asupra cladirilor din orientul mijlociu, avand in vedere ca in general in proiectare actiunea
vantului asupra unor astfel de constructii este mai putin cunoscuta.
1.4.2. STADIUL ACTUAL PRIVIND DEFINIREA ACTIUNII VANTULUI PE CLADIRI
DIN ORIENTUL MIJLOCIU
1.4.2.1. INTRODUCERE
Dezvoltarea din ultimele decenii a tehnologiilor de executie a constructiilor si
materialelor de constructie a condus la aparitia unei noi generatii de structuri ale caror
caracteristici de baza (inaltime mare, flexibilitate ridicata, amortizare scazuta si greutate
redusa)determina includerea lor in categoria structurilor sensibile la actiunea vantului.
Comportarea structurala sub incarcarile din vant este determinata de efectele
individuale sau combinate ale diferitelor mecanisme de actiune a fortelor produse de
miscarea maselor de aer din zona stratului limita atmosferic asupra cladirilor (forte pe
directia curgerii aerului generate de turbulenta vantului in jurul constructiei ; forte pe
directia perpendiculara curgerii aerului generate de formarea de vartejuri Karman in zona
de silaj; forte aplicate unei constructii amplasata in zona de silaj a unei alte constructii
invecinate; forte generand fenomenul de galopare caracterizat prin inducerea unor oscilatii
autointretinute cladirii supuse actiunii vantului). In ceea ce priveste raspunsul dinamic al
cladirilor supuse actiunii vantului, o concluzie ce se poate desprinde din studiile
experimentale efectuate pana in prezent este aceea ca intensitatea acestuia este ridicata
pentru modul fundamental de oscilatie al unei structuri flexibile sau pentru modurile
superioare cu frecvente relativ joase ale unor structuri de mari dimensiuni.
Avand in vedere efectele produse de fortele din vant asupra cladirilor devine
evident faptul ca actiunea acestuia poate afecta, in conditiile considerarii constructiei
izolate, stabilitatea locala si chiar generala, a unei cladiri, starea de eforturi si deformatii
din elementele structurale, nivelul de confort, regimul de functionare pentru o serie de
utilaje si echipamente de lucru, procesul de exploatare al cladirii in ansamblu pe toata
durata ei de serviciu..In conditiile considerarii cladirii ca un element intr-un ansamblu
construit actiunea vantului poate introduce o serie de efecte secundare generate de
efectul de adapostire, cu implicatii asupra comportarii structurilor si elementelor de
constructii, cat si asupra circulatiei si confortului urban. (fig.1.4.1).
Ca atare, in activitatea inginereasca a aparut ca necesara dezvoltarea unui
program complex de analiza a problemelor de ingineria vantului, domeniu de cercetare
aflat de altfel in continua evolutie inca din anii ’60, program care isi propune elaborarea
unor metodologii de evaluare mai rafinata a actiunii vantului si efectelor lui asupra
constructiilor.
In acest context, avand drept scop respectarea cerintelor de siguranta in exploatare
a constructiilor si asigurarea conditiilor de confort pe toata durata lor de functionare,
activitatea de proiectare a presupus si presupune in continuare utilizarea unei baze
normative moderne, elaborate pe baza unor informatii si rezultate stiintifice cat mai
complete privind:
Vantul ca fenomen si factor climatic al mediului inconjurator;
Relatia dintre fenomenul vant si fortele induse de acesta structurilor;
Comportarea structurilor sub actiunea fortelor din vant.
Informatiile tehnice si relatiile de calcul privind evaluarea incarcarilor din vant pe
structuri, utilizate in activitatea inginereasca, au la baza datele meteorologice inregistrate
pe durate lungi de timp, rezultatele unor studii de caz sau studii parametrice pentru o serie
de structuri, cercetarile teoretice si experimentale efectuate pe diferite modele in conditii
de laborator (tunele aerodinamice) sau in situ pe diverse cladiri.
Definirea actiunii vantului asupra unei constructii, in vederea determinarii
raspunsului ei sub aceasta incarcare, necesita considerarea in calcule a unor date
referitoare la:
Natura parametrului vant la amplasament (viteza si directia vantului, variatia
vitezei pe inaltime, valoarea maxima inregistrata si intervalul de mediere a vitezei
vantului, perioada de revenire a vitezei maxime la amplasament, analiza rafalelor
de vant, turbulenta vantului, caracterul spatio-temporal al vantului etc);
Natura amplasamentului (conditiile geografice si de clima, conditiile de relief si
mediul construit, constructiile invecinate, grupari functionale de constructii
industriale etc);
Natura constructiei (forma si gabaritele constructiei, caracteristicile structurale,
materialele de constructie utilizate, rugozitatea suprafetei expuse, efectele
structurale secundare generate de caracterul spatio-temporal al vantului, durata de
exploatare si performantele pe care trebuie sa le indeplineasca constructia);
Metodele si tehnicile de calcul utilizate, asociate modelelor de calcul de diferite
grade de detaliere, elaborate pentru fiecare structura functie de gradul de
importanta si caracteristicile structurale ale constructiei si de conditiile de vant de la
amplasament.
1.4.2.2. PARAMETRII SI STRUCTURA VANTULUI
Vantul ca fenomen meteorologic are un caracter aleator spatio-temporal,
variabilitatea lui spatiala generand si caracterul spatial al raspunsului cladirilor la aceasta
actiune. In ceea ce priveste caracterul spatial al incarcarii din vant acesta este pus in
evidenta analizand urmatoarele aspecte:
Caracterul spatial al actiunii in camp liber, in absenta constructiei analizate;
Caracterul spatial al incarcarii pe constructia considerata ca obstacol perturbator
pentru actiunea din camp liber (aparitia unei turbulente suplimentare a aerului,
distributia spatiala a presiunilor pe suprafata expusa a cladirii dependenta de forma
obstacolului, unghiul de atac, rugozitatea suprafetei, etc);
Influenta perturbatoare a eventualelor obstacole din vecinatatea cladirii asupra
actiunii manifestate in camp liber.
Studiul naturii vitezei vantului in camp liber pune in evidenta faptul ca vantul
actioneaza in rafale, miscarea aerului rezultand din suprapunerea peste miscarea spatiala
de fond a curentului de aer, careia I se asociaza conceptul de viteza medie a vantului, a
unor miscari turbulente cu variatii rapide in timp si spatiu, corespunzatoare actiunii
rafalelor de vant. Ca atare, masurarea vitezei vantului consta in masurarea componentelor
de joasa frecventa care corespund vitezelor medii si a celor de inalta frecventa datorate
turbulentei, care corespund vitezelor rafalelor. Potrivit observatiilor meteorologice viteza de
rafala a vantului inregistrata in camp liber este diferita de cea masurata in zone urbane,
fapt datorat dependentei intensitatii acesteia de viteza medie a vantului, de natura
amplasamentului si de rugozitatea suprafetei expuse a cladirii.
In ceea ce priveste proiectarea constructiilor, analiza spectrala a celor trei
componente ale miscarii fluctuante a aerului pe directiile logitudinala, transversala si
verticala ale unei structuri, indica continutul frecvential diferit si ponderea energetica
majora constatate pentru componenta longitudinala a vitezei vantului, care coincide cu
directia deplasarii generale a curentului de aer.
Considerand miscarea de fond dupa directia x, componentele miscarii rezultante
a aerului intr-un punct la cota z pe cele trei axe spatiale x,y,z, sunt date de relatiile:
Vx(z,t) = Vx(z) + V’x(z,t)
Vy(z,t) = V’y(z,t)
Vz(z,t) = V’z(z,t)
Unde: Vx(z,t), Vy(z,t), Vz(z,t) sunt componentele pe cele trei directii x,y,z,
ale vitezei instantanee la inaltimea z;
Vx(z) este viteza medie corespunzatoare intervalului de medie
adoptat, invarianta pe durata miscarii, ce se inregistraza pe directia
longitudinala x, corespunzator miscarii de fond a aerului, la inaltimea
z;
V’x(z,t), V’y(z,t), V’z(z,t) sunt componentele vitezei fluctuante a vantului
pe cele trei directii la inaltimea z.
Determinarea valorii vitezei medii a vantului depinde de intervalul de mediere care
se alege functie de frecventele miscarii aerului in zona stationara a spectrului, durata de
actiune a evenimentelor meteorologice, gama uzuala de frecvente proprii de oscilatie ale
cladirilor, intervalul de mediere al masuratorilor standard efectuate la statiile
meteorologice.
La nivelul terenului, datorita frecarii si rugozitatii, intensitatea vitezei vantului este
redusa si ca atare miscarea aerului este turbulenta, iar pe de alta parte, cu cat inaltimea
deasupra nivelului terenului se micsoreaza are loc simultan o scadere a vitezei vantului si
o crestere a turbulentei sale. La inaltime suficienta, numita inaltimea gradientului, Hg,
viteza se stabilizeaza, curgerea aerului devine laminara si este caracterizata de o valoare
a vitezei numita gradientul vantului, Vg.
Determinarea profilului vitezelor medii pe inaltime in zona de turbulenta, in diferite
conditii de rugozitate la amplasament, se face utilizand legi logaritmice sau, exponentiale.
Exprimarea vitezei medii intr-un punct pe inaltimea cladirii printr-o lege exponentiala
este data de urmatoarele relatii, functie de:
- gradientul Vg (relatie propusa de Davenport):
G
gHH
HVV
sau
- notiunea de viteza de baza V10:
1
1010
HVVH
unde: VH = viteza vantului la inaltimea H
Vg = gradientul vitezei
V10 = viteza de baza care se defineste ca viteza masurata in camp
deschis, la inaltimea de 10 m.
H = inaltimea deasupra terenului
HG = inaltimea gradientului
,1 = coeficienti ce iau valori functie de gradul de expunere
(rugozitate) al amplasamentului
Relatia de calcul ce utilizeaza legea logaritmica de variatie a vitezei vantului cu
inaltimea deasupra terenului este:
0
ln1
z
zu
kzV unde k=0.40; u= viteza tangentiala determinata de
frecarea aerului la suprafata terenului; z=inaltimea deasupra terenului si z0=lungimea de
rugozitate a amplasamentului.
Variatia in timp a componentei longitudinale la inaltimea z poate fi descompusa in
doi termeni:
unul constant, Vx(z), care reprezinta efectul mediu asociat componentei statice a
incarcarii;
altul variabil, V’x(z,t), care corespunde fluctuatiilor in jurul valorii medii, respectiv
rafalelor, asociat componentei dinamice a incarcarii.
Componenta vitezei fluctuante a vantului nu poate fi definita analitic decat
recurgand la teoria statistica a functiilor aleatoare, analizand astfel vantul ca pe un proces
stochastic stationar, normal.
In cadrul analizei rafalelor de vant, utilizand metodele statistice si reprezentarile
spectrale, prezinta interes studiul distributiei acestora in timp si in spatiu, respectiv:
distributia vitezelor in jurul valorii vitezei medii intr-un punct, in functie de frecventa,
pentru fiecare componenta spatiala a miscarii aerului, obtinandu-se astfel spectrele
turbulentei pe directia longitudinala si verticale;
definirea cat mai completa a turbulentei si prin analiza corelatiilor spatiale intre
componentele vitezei in doua puncte pe structura, pentru diferite frecvente ale
miscarii aerului, obtinandu-se spectrul transversal sau spectrul de corelatie.
O descriere completa a actiunii vantului asupra unei constructii si apoi a
raspunsului ei dinamic presupune cunoasterea proprietatilor vitezei de rafala pentru cele
trei componente de viteza intr-un punct pe suprafata structurii. Cu toate acestea, din punct
de vedere al evaluarii incarcarii din vant, la majoritatea structurilor spectrul care
intereseaza este cel al componentei longitudinale, care defineste modul de distributie a
energiei rafalelor de vant in functie de frecventa.
Expresia spectrului de putere pentru componenta longitudinala a vitezei (dupa
Davenport) este data de relatia:
3/42
2
2
10 )1(
4)(
x
x
kV
ffS
unde: S(f) = densitatea spectrala de putere a procesului pentru componentele
(rafalele) de frecventa f.
f = frecventa rafalelor longitudinale
V10 = viteza medie a vantului masurata la 10 m inaltime
K = coeficientul de antrenare a aerului la suprafata cladirii corespunzator
vitezei la 10 m inaltime
X = frecventa adimensionala 10V
fLx
L = lungimea de rugozitate
10V
fnumarul de unda (inversul lungimii de unda)
In cadrul unei analize rafinate a raspunsului dinamic la actiunea vantului al unei
cladiri flexibile, modelarea adoptata pentru componenta fluctuanta a vantului se poate
face considerand-o ca un proces stationar, normal, dependent de cota z deasupra
terenului, densitatea spectrala de putere pentru componenta longitudinala a vitezei la
diferite cote z fiind exprimata prin spectre variabile deasupra terenului Sv(f,z).
In ceea ce priveste componenta verticala a vitezelor, este prezentat spectrul
vitezelor pe directia verticala Sw(f) dat de Panofsky, utilizand relatia:
22
10 )41(
6)(
x
x
kV
ffSw
unde, ca si la spectrul componentei longitudinale, se
utilizeaza aceleasi notatii cu referire insa la distributia de viteze pe inaltimea z, functie de
frecventa adimensionala 10V
fzx .
Referitor la distributia in spatiu a turbulentei, variatia componentei longitudinale
a vantului in directie transversala se defineste considerand corelatia miscarii aerului intre
aceste doua directii pentru punctele amplasate la distanta l. Analitic variatia statistica in
spatiu a turbulentei pe directie longitudinala este data de densitatea spectrala transversala
S(l,f) pentru care in literatura de specialitate sunt propuse diverse relatii de calcul. Dupa
Davenport:
10V
S(f)
f)l,(lcf
eS
unde S(f) = densitatea spectrala in timp (spectrul de putere
pentru componenta longitudinala a vitezei); c = constanta; V10/cf = scara de corelatie.
Informatii privind corelatia miscarii aerului in diferite puncte in plan transversal
fata de miscarea de fond prezinta interes ingineresc deosebit, evidentiind nesincronismul
spatial al rafalelor pe suprafata expusa a constructiilor, cu implicatii asupra raspunsului
dinamic al structurilor si asupra comportarii elementelor nestructurale de fatada.
Gradul de corelare al rafalelor pe suprafata cladirilor scade odata cu cresterea
distantei dintre puncte, a intensitatii turbulentei si a vitezelor de miscare a aerului si
cresterea cu inaltimea fata de sol (fig. 1.4.2). Pe directia transversala gradul de corelare a
rafalelor de vant este mai mare decat pe directie verticala (Fig. 1.4.3)
Un parametru de interes in descrierea regimului de turbulenta al vantului este
gradul sau intensitatea acesteia I, caracteristica detrerminata prin raportarea coeficientului
de variatie al vitezei rafalelor la valoarea vitezei medii a vantului la inaltimea z, prin relatia:
)()(
2
'
zVzI
V unde I(z) = intensitatea turbulentei laminaltimea z de la sol; v’ =
abaterea standard a vitezei instantanee a vantului in raport cu viteza medie; V(z) = viteza
medie a vantului la inaltimea z.
Dispersia rafalelor pentru componenta fluctuanta pe directie longitudinala a
vitezei vantului se calculeaza functie de densitatea spectrala a procesului, cu relatia:
0
3/42
2
100
2
')1(
4)( dxx
xkVdffSV
Caracterul spatial al actiunii vantului in camp liber include, ca tendinta
sistematica, reducerea turbulentei miscarii aerului cu cresterea inaltimii fata de sol (fig.
1.4.4). Intensitatea turbulentei influenteaza semnificativ raspunsul structurilor, cresterea ei
amplificand raspunsul dinamic al acestora pe directia vantului.
Dezvoltarea demografica si necesitatea ocuparii terenului, practica inginereasca
mondiala si tendintele arhitecturale si din urbanism din ultimile decenii, au condus la
realizarea de cladiri cu inaltimi din ce in ce mai mari, cu diverse destinatii. Prin forma si
dimensiunile lor, prin solutiile adoptate (structuri executate din metal, beton sau mixt cu
diferite variante de inchidere), aceste cladiri reprezinta realizari remarcabile din punct de
vedere tehnic. Proiectarea economica a acestora, amplasate in zone expuse la vanturi
puternice este unul din factorii ce au determinat progresul ingineriei vantului in domeniul
cladirilor din orientul mijlociu.
Comportarea cladirilor din orientul mijlociu la actiunea dinamica a vantului nu
poate fi neglijata, mai ales in conditiile adoptarii unor solutii arhitecturale moderne, dictate
de permanenta sistematizare a localitatilor si existentei unor amplasamente puternic
expuse vanturilor de diferite intensitati, ce genereaza forte dinamice spatiale ale caror
efecte au implicatii directe asupra proiectarii cat mai economice a constructiilor.
In ceea ce priveste comportarea structurala sub actiunea vantului, daca pentru
cladirile rigide considerarea exclusiva a efectelor statice ale vantului este justificata, la
cladirile flexibile, cu inaltimi mari, actiunea dinamica este obligatorie, acestea depinzand la
randul lor de natura vantului la amplasament si caracteristicile mecanice si aerodinamice
ale structurilor.
In literatura de specialitate actiunea vantului asupra cladirilor din orientul mijlociu
este abordata din mai multe puncte de vedere, ce privesc:
1. cladirea individuala;
2. cladirea amplasata intr-o zona construita.
Pentru calcule practice de proiectare, actiunea dinamica a vantului asupra
cladirilor se apreciaza prin metode simplificate care constau in majorarea presiunii
dinamice, determinata pe baza presiunii medii, printr-un coeficient de raspuns (coeficient
dinamic), care tine seama de proprietatile dinamice ale structurii si de caracteristicile
spatiale ale turbulentei vantului.
In cazul cladirilor izolate, in afara evaluarii incarcarilor din actiunea vantului
asupra structurii de rezistenta cu asigurarea rigiditatii, rezistentei si stabilitatii cladirii,
intereseaza determinarea efectelor vantului asupra:
elementelor de constructie expuse;
confortului interior si functionarii unor echipamente instalate in cladire;
circulatiei pietonale si confortului urban in vecinatatea cladirii.
In ceea ce priveste elementele de constructie, masuratorile in tunele
aerodinamice au evidentiat distributia presiunilor pe inaltimea cladirii si in sectiune
transversala, pentru diferite unghiuri de incidenta ale vantului si in diferite conditii de
microrelief. Aparitia presiunilor mari in vecinatatea muchiilor cladirii conduce la necesitatea
verificarii de rezistenta si la vibratii a elementelor de inchidere din aceste zone (geamuri,
pereti cortina) precum si a dispozitivelor de prindere a acestora de structura.
Supuse actiunii rafalelor de vant cladirile raspund prin vibratii, cu amplitudini
mai mari sau mai mici in functie de rigiditate, masa si amortizare.
Caracterul fluctuatiilor deplasarilor orizontale in jurul valorii vitezei medii si
acceleratiei miscarii pot afecta conditiile de confort ale ocupantilor, necesitand
introducerea in proiectare a limitarii deplasarilor maxime de nivel la varful cladirii.
Perioadele de revenire ale vitezelor vantului pentru verificarea conditiilor de confort se
aleg mai mici decat cele folosite pentru evaluarea presiunilor dinamice, in general 10 ani si
chiar 2 ani, in functie de natura cladirii.
Limitarea amplitudinilor de oscilatie in cazul cladirilor din orientul mijlociu are in
vedere indeplinirea unor criterii de asigurare a confortului interior si de protectie a
componentelor nestructurale (in special protectia inchiderilor vitrate, afectate deseori grav
de oscilatiile vantului, conducand chiar la periclitarea vietii pietonilor in jurul cladirii
respective). Un aspect de interes direct, care incepe sa-si faca loc in practica
inginereasca, este cel legat de aerodinamica cladirilor privite in mediul lor ambiental, a
grupurilor de cladiri, a zonelor construite mari si a confortului aerodinamic general,
domeniu ce depaseste activitatea restransa de evaluare a incarcarilor si analiza a
comportarii structuraledoar la nivelul cladirilor individuale.
In cazul cladirilor grupate incarcarile din vant asupra cladirii se schimba,
rezultatele fiind determinate de modificarea raspunsului dinamic al cladirii si de efectul
prezentei cladirilor invecinate asupra nivelului fortelor fluctuante.
Rezultatele experimentale arata ca in jurul unei cladiri izolate exista o arie unde
viteza si directia vantului sunt puternic influentate de cladirea insasi, viteza putand avea
cresteri sau descresteri semnificative iar turbulenta putand fi accentuata cu restul
amplasamentului. Ariile de influenta difera de forma si dimensiunile cladirii.
Caracteristicile curgerii aerului in apropierea cladirilor rectangulare fiind
cunoscute din literatura daca vantul are directia paralela cu una din axele principale ale
unei cladiri, intr-o analiza privind posibilitatea de amplasare a acesteia, stiind ca vantul
actioneaza in lungul uneia dintre laturile ei, se constata urmatoarele: daca o cladire din
orientul mijlociu trebuie amplasata in apropierea unei cladiri joase, pozitia acesteia se va
alege, astfel incat, cladirile joase sa se gaseasca in afara ariei de influenta a cladirii ; cand
ariile de influenta ale mai multor cladiri se suprapun apare posibilitatea unor interferente
ce pot conduce la situatii extrem de nefavorabile.
In cazul analizei aceleiasi cladiri stiind ca vantul actioneaza dupa o directie
oarecare rezulta ca numai dimensiunile fatadei expuse ale cladirii sunt importante la
amplasarea ei.
In literatura de specialitate ca o masura a influentei vantului asupra spatiului
construit se adopta notiunea de arie de disconfort A (fig. 1.4.5 si 1.4.6) in cadrul careia
coeficientul de disconfort are diferite valori.
Ca atare orientarea cladirilor, mai ales a celor , in raport cu directia vanturilor
dominante, trebuie sa se faca de asa maniera incat aria de disconfort A sa atinga o
valoare minima. Harta generala de disconfort aerodinamic rezulta de obicei prin
suprapunerea hartilor de disconfort individual la nivelul cladirilor izolate.
Astfel, elemente noi ce intereseaza in proiectarea economica a cladirilor la vant se
refera la:
forma si dimensiunile optime in plan orizontal si vertical pe care trebuie sa le aiba
cladirea, modul ei de amplasare fata de directia predominanta a vantului (fig. 1.4.7),
dimeniunile si distributia golurilor admise in elementele de inchidere din punct de
vedere al diminuarii efectelor aerodinamice nefavorabile la nivel pietonal, datorate
interactiunii dintre vant si constructie (fig. 1.4.8, 1.4.9 si 1.4.10);
utilizarea avantajoasa a efectului de adapostire generat de cladirile joase sau medii din
jurul unei cladiri din orientul mijlociu; asigurarea gradului de adapostire dorit prin
utilizarea unor perdele de arbusti sau copaci(ecrane semipermeabile pozitionate in
vecinatatea colturilor cladirii) amplasati la o anumita distanta de cladire, cu scopul de a
reduce viteza sporita a vantului la colturile cladirii;
necesitatea asigurarii unui grad de confort aerodinamic care trebuie pus in evidenta
atat in cadrul zonelor urbane noi, cat si in acela al zonelor construite existente.
Confortul aerodinamic priveste totodata zonele in care se desfasoara diferite activitati
in aer liber (spatii de joaca, terenuri sportive, terase amenajate), cat si zonele cu
circulatie pietonala intensa (spatii de acces din vecinatatea unor cladiri din orientul
mijlociu, pasarele, pasaje subterane) ce necesita studii de optimizare din punct de
vedere aerodinamic la nivel pietonal.
Fig.1.4.1. Principalele efecte de perturbare a miscarii aerului, generate de prezenta
diferitelor tipuri de obstacole
Fig 1.4.2. Gradul de corelare al rafalelor Fig. 1.4.3.Gradul de corelare al rafalelor
Pe directie longitudinala pe directiee laterala si verticala
Fig. 1.4.4. Reducerea intensitatii turbulentei vantului cu inaltimea deasupra terenului pe
directie longitudinala, laterala si verticala
Fig. 1.4.5. Determinarea pentru 3 tipuri de cladiri a ariei de influenta a vantului actionand
paralel cu axele principale ale constructiilor
Fig. 1.4.6. Aria de influenta a vantului cu directie oarecare, determinata in functie de
dimensiunile fatadei expuse a unei cladiri
Fig. 1.4.7. Traseele liniilor de curent in vecinatatea a trei tipuri de cladiri de locuit pentru
diferite incidente ale vantului
Fig. 1.4.8. Curgera aerului in vecinatatea cladirilor
Fig. 1.4.9. Curgerea aerului in vecinatatea cladirilor
Fig. 1.4.10. Curgerea aerului pentru diferite situatii de amplasare a cladirilor intr-o zona
construita
INCARCARI SI ACTIUNI ASUPRA CLADIRILOR DIN ORIENTUL MIJLOCIU
CE PROVIN DIN CAUZE NATURALE
DE NATURA CLIMATICA
ACTIUNEA VANTULUI DIRECTIA VANTULUI
PRESIUNEA SI VITEZA
TOPOGRAFIA LOCULUI
ACTIUNEA FRONTALA
TURBULENTA, RAFALE
TOLERANTA UMANA
VERIFICARI IN TUNEL
ETANSEITATE - PERMEABILITATE
ACTIUNEA VARIATIILOR DE TEMPERATURA t
EXPUNERI DIFERITE - INSOLEIERE VARIATII DIVERSE - SEZONIERE DIFERENTE DE TEMPERATURA INTERIOR-EXTERIOR
PRESIUNE PAMANT SI APE FREATICE
ACTIUNE CUTREMURE
MISCARE TEREN CARACTERISTICILE MISCARII TERENULUI RASPUNS SEISMIC STRUCTURA INTERACTIUNE TEREN-STRUCTURA ACTIUNEA SEISMICA DE COD
CE PROVIN DIN NATURA MATERIALELOR
PERMANENTE, GRAVITATIONALE GREUTATE PROPRIE STRUCTURA SI INCHIDERI SI COMPARTIMENTARI
CONTRACTIE SI CURGERE LENTA A ELEMENTELOR DE BETON
RELAXARE METAL
FORTE DE PRECOMPRIMARE INITIALA
ACTIUNEA MEDIULUI AGRESIV FIZIC SI CHIMIC
CE PROVIN DIN EXPLOATAREA CLADIRII
INCARCARI UTILE, TEMPORARE - OAMENI, MOBILA
INCARCARI UTILE SEMIPERMANENTE -UTILAJE, DOTARI
INCARCARI DINAMICE FUNCTIONALE - VENTILATOARE, POMPE
INCARCARI DINAMICE INDIRECTE - TRANSPORT STRADAL
CE PROVIN DIN SITUATII CATASTROFALE
EXPLOZII INTERIOARE - GAZE
EXPLOZII EXTERIOARE - BOMBE, PROIECTILE
SOCURI DIN LOVITURI EXTERIOARE - AVIOANE, CORPURI SOLIDE IN CADERE
FLUXURI PUTERNICE DE MASE LICHIDE - INUNDATII
RUPEREA UNUI ELEMENT STRUCTURAL
CE PROVIN DIN CAUZE ACCIDENTALE ACTIUNEA FOCULUI
AMPLASARE REZISTENTA LA FOC PERICOL DE INCENDIU POTENTIAL CALORIC PROPAGARE INCENDIU EVACUARE FUM SEMNALIZAREA SI STINGEREA INCENDIULUI INSTALATII UTILITARE FORMATII CIVILE DE POMPIERI ORGANIZARE CONTROL-VERIFICARE
CAPITOLUL 2
STABILIREA UNUI SISTEM DE EXIGENTE SI CRITERII DE PERFORMANTA SPECIFICE CLADIRILOR MULTIETAJATE
In ultimii ani, s-au completat si imbunatatit datele, privind introducerea conceptului
de performanta in constructii.
Studiul prezent contine propuneri de completare si imbunatatire a actualului sistem
de prezentare a componentelor conceptului de performanta.
2.1. ASPECTE PRIVIND MASURILE ARHITECTURALE IMPUSE DE
SIGURANTA UTILIZATORILOR CLADIRILOR MULTIETAJATE
2.1.1. CONSIDERATII GENERALE
In conditiile vietii moderne, aglomerarile urbane conduc la dezvoltarea cladirilor pe
verticala, dezvoltare determinata - in principal - de necesitaaatea utilizarii intensive a
terenurilor centrale orasenesti, ca urmare a concentrarii activitatilor, precum si a
posibilitatilor mari creative oferite de noile materiale si elemente de constructie la care se
adauga si elemente de constructie realizate, la care se adauga si evolutia tehnicilor de
executie.
Concepute initial numai pentru destinatii administrative, treptat, cladirile multietajate
s-au extins la programe rezidentiale - in special hoteluri si locuinte - ajungand uneori sa
inglobeze o multitudine de functiuni diferite constituind adevarate conglomerate functionale
la care satisfacerea exigentelor de siguranta a utilizatorilor este deosebit de importanta,
ampla si cu implicatii in solutiile arhitecturale adoptate.
Daca pana in secolul trecut, dezvoltarea cladirilor pe verticala era tributara
masivitatii unor ziduri sau stalpi grosi, permitand o plastica arhitecturala limitata la raportul
dintre plinuri si goluri, majoritare fiind plinurile - realizarile actuale sunt caracterizate de
suplete si rafinamente arhitecturale datorita utilizarii structurilor metalice portante si a
combinatiilor constructive dintre acestea si betonul armat.
Edificarea unor constructii multietajate in Irak, tinand cont de conditiile oferite de
natura terenului, conditiile climatice, cat si de impactul urbanistic, se poate inscrie in zona
de 5 - 20 etaje.
Datorita existentei unei game restranse de materiale si elemente de constructie
calitativ superioare, cladirile multietajate din Irak sunt in general si numai in ultima
perioada au fost executate si constructii moderne.
2.1.2. REGLEMENTARI TEHNICE SPECIFICE
Reglementarile tehnice existente in Irak sunt constituite din cele cu aplicabilitate
generala in care sunt incluse unele cerinte specifice cladirilor multietajate si foarte
multietajate.
Ca si la constructiile obisnuite, reglementarile irakiene trateaza - in principal -
masurile generale de protectie intrinseca a cladirilor multietajate si foarte multietajate
necesare si in mica masura solutionari de detaliu diferentiate, specifice acestor edificari.
In tari cu experienta in realizare cladirilor multietajate si foarte multietajate, cum
sunt: SUA, Franta, Germanis, Anglia etc. cladirile civile multietajate sunt tratate distinct
fata de cladirile obisnuite (cu inaltime mica) fiind stabilite masuri tehnice de detaliu,
diferentiate pe destinatie (locuinta, hotel, birouri, invatamant, spitale etc.).
Un alt aspect deosebit care in prezent nu se regaseste inca in Irak, il constituie
conditionarile diferentiate si implicarea directa a societatilor de asigurari in realizarea
masurilor necesare de siguranta.
In ceea ce priveste compararea cerintelor de siguranta prevazute in reglementarile
irakiene fata de cele din alte tari, in general, acestea sunt competitive ca principii si cerinte
calitative generale, dar nestatuate integral si la nivel de detaliu realizabile.
2.1.3. ELEMENTE FUNCTIONALE SI CONCEPTUL DE SIGURANTA GLOBALA
Multitudinea functiunilor grupate intr-o cladire multietajate presupune analiza lor
sistemica intr-o conceptie dirijata care sa conduca la satisfacerea functionalitatii
ansamblului constituit - in conditii diferite - pe baza unor scenarii de activitati bine definite
si care sa determine solutii optime de edificare si utilizare eficienta a spatiilor.
In mod obisnuit, cladirea cuprinde o functiune principala, completata cu serviciile
anexe ale acesteia, cele mai multe fiind destinate birourilor si hotelurilor, uneori coexistand
cele doua functiuni. In mai mica masura sunt agreate pentru locuire.
Dispunerea pe verticala a functiunilor necesita o echipare si dotare complexa, care
sa-i asigure cladirii autonomie in desfasurarea activitatilor specifice, in conditiile satisfacerii
relatiilor directe cu exteriorul - prin integrarea armonioasa in ansamblu urban - si utilizarea
rationala a spatiului interior - creand o ambianta interioara corespunzatoare si legaturi
optime intre spatii.
2.1.4. ASPECTE PSIHO-SOCIALE
Cladirea multietajata poate fi considerata o strada verticala infundata care inspira
nesiguranta, atat datorita posibilitatilor limitate de evacuare rapida oferita persoanelor
aflate in interior, cat si a celor de interventie din exterior.
Daca intr-o astfel de cladire modificarea presiunii atmosferice are efecte neglijabile
asupra organismului omenesc, inaltimea, efectul vizual, zgomotul si eventualele vibratii pot
influenta starea psihica a unor persoane pentru care, insasi dependenta de ascensor si
teama de inaltime le poate produce o stare neplacuta (claustrofobie).
Totodata, rezerva fata de nou, reactia de ostilitate si de rezistenta a omului dominat
de scara gigantica a unui obiect realizat de semenii sai, pot genera forma diferite de
neadaptare. Astfel, realizarea unor parapete exterioare care vizual si psihic exprima
soliditate si siguranta, atenueaza senzatia de gol, dar zgomotul vantului ori alte efecte
acustice produse, precum si zgomotul urban modificat datorita inaltimii si in care nu se mai
disting sunetele cunoscute, pot accentua senzatia de miscare a cladirii si implicit crearea
starii de neliniste, generand reactii psihologice imprevizibile ce pot culmina cu fenomene
de panica si urmari dezastruoase. In cazul functiunii de locuire, aceste aspecte pot
produce nemultumiri si incompatibilitati.
Discutabila fiind deci utilizarea cladirilor multietajate pentru locuire, rezulta actuala
folosire a acestora pentru functiuni de birouri si pentru cele hoteliere.
2.1.5. PROGRAME DE ARHITECTURA SPECIFICE BIROURILOR
Proiectarea conditiilor in care se efectueaza lucrarile fuctionaresti este o metoda
specifica a activitatii moderne si cuprinde - in principal - o functie de conducere si una
tehnica. Deoarece proiectarea se axeaza pe crearea conditiilor concrete in care sa se
desfasoare activitatile de birou - caracterizate prin marea lor diversitate - fiecare program
de arhitectura are propriile probleme, ce trebuie rezolvate convenabil.
Organizarea spatiilor dintr-o cladire din orientul mijlociu destinata birourilor si
asigurarea unor circulatii functionale corespunzatoare trebuie sa constituie o parte
integranta a procesului de concepere si realizare a constructiilor si instalatiilor aferente,
dar si un instrument util pentru asigurarea conducerii si a desfasurarii activitatolor
specifice, aspecte functionale ce trebuie avute in vedere inca de la intocmirea temei-
program.
Neasigurarea unor conditii corespunzatoare pentru cladirile de birouri, astfel incat
acestea sa poata fi utilizate cu eficienta, va avea efecte negative si asupra rezultatelor
personalului care munceste in ele. Diversele carente generate de proiectare
necorespunzatoare a spatiilor (deplasare pe distante mari, perturbari in utilizarea
circulatiilor - mai ales datorita unor puncte aglomerate sau interferari functionale -
ilumnare defectuaosa, insuficienta izolare fonica sau ventilare etc.) implica eforturi
materiale si umane mult mai mari decat un proiect bine gandit.
Proiectantul are sarcini deosebit de dificile legate de latura tehnica a proiectarii
birourilor. El trebuie sa racordeze coerent cerintele de tema la dorintele si propunerile
beneficiarului. Intocmind proiectul, trebuie sa precizeze domeniile pentru care sunt
aplicabile solutiile pe care le ofera, precum si cerintele de baza ale utilizarii constructiei
respective. Totodata, in fiecare domeniu apar frecvent noutati in ceea ce priveste
tehnologia, procesele si echipamentele specifice. Oricat s-ar stradui arhitectul proiectant,
nu va izbuti sa fie la curent cu toate acestea si totodata sa le insuseasca pe cele in faza de
pregatire, dar poate si trebuie, la momentele oportune, sa apeleze la experti
corespunzatori.
Proiectarea cladirilor multietajate pentru birouri trebuie sa aiba in vedere obiectivele
ce se urmaresc, pe termen lung si scurt, incluzand aspecte legate de spatiu, eventuale
extinderi, amplasarea locurilor de munca si altele.
2.1.6. CERINTE PRIVIND SPATIUL
Primul aspect fundamental de care trebuie sa se tina seama la estimarea spatiilor
necesare birourilor este acela ca desi acestea vor fi folosite de catre oameni, nu numarul
acestora este hotarator la dimensionare, ci al echipamentelor cu care se doteaza.
Utilizarea indicatorului “metri patrati pe angajat” conduce uneori la rezultate
nesatisfacatoare, eroarea de fond implicata fiind egalizarea necesarului de spatiu pentru
toate categoriile de functionari. Este gresita si considerarea ca necesitatile de spatiu mai
mari sunt cuprinse in marimea suprafetei medii pe angajat, deoarece aceasta depinde de
nivelul dotarii unitatii, de marimea acesteia, tipul de activitati desfasurate si de alti factori
specifici. Totodata, trebuie avut in vedere ca tipul si numarul echipamentelor cu care se
doteaza birourile nu se aleg la intamplare sau “dupa medie”, ci in concordanta cu cerintele
concrete ale activitatii, astfel incat salariatii sa-si poata indeplini cat mai bine atributiile.
2.1.7. POSIBILITATI DE EXTINDERE
Extinderea intereseaza beneficiarii in mod diferit. Atunci cand activitatea este axata
pe o durata scurta, nu are sens abordarea unei eventuale extinderi, dar cand se constata
tendinte clare pentru dezvoltare este justificata luarea in considerare a unor cerinte de
extindere.
Pentru estimarea spatiilor necesare in viitor, esentiala este determinarea activitatilor
ce se vor dezvolta si pe baza carora se analizeaza posibilitatile concrete de realizare a
extinderii.
2.1.8. DISPUNEREA LOCURILOR DE MUNCA
Despre arta amplasarii locurilor de munca intr-o cladire de birouri, literatura de
specialitate cuprinde nenumarate informatii.
O importanta conditie de proiectare asupra careia trebuie insistat in mod deosebit o
constituie necesitatea analizarii mai multor posibilitati de dispunere a locurilor de munca
care sa conduca in final, la repartizarea judicioasa a spatiilor necesare fiecarui
compartiment de activitate, a conducerii unitatii si a functiunilor tehnice necesare.
2.1.9. PROGRAME DE ARHITECTURA PENTRU HOTELURI
Principala functiune a unui astfel de program de arhitectura o constituie asigurarea
spatiilor de cazare, la acestea se adauga cele pentru receptii, primiri, recreere si masa,
completate cu serviciile respective. Amplasarea spatiilor de cazare in cadrul cladirii
hoteliere multietajate are rol hotarator in asigurarea conditiilor optime de functionare,
adoptandu-se dispuneri compacte in zone situate distinct, de regula, la niveluri
supraterane. Totodata, in afara spatiilor de primire, receptie si alte servicii specifice,
primele niveluri supraterane ale cladirii sunt destinate comertului si alimentatiei
(restaurante, cofetarii, magazine etc.), usor accesibile atat pasagerilor hotelului dar si
populatiei orasului.
Prin modul de amplasare si realizare a spatiilor de cazare trebuie sa se asigure
conditii de confort si in mod special confort acustic. Dispunerea in cadrul volumului
construit trebuie sa aiba in vedere situare optima fata de surse perturbatoare exterioare,
constituite din zgomote stradale sau vecinatati zgomotoase si orientarea judicioasa a
ferestrelor spatiilor de cazare, astfel incat masurile de protectie contra zgomotelor ce
trebuie realizate, sa nu fie oneroase.
In aceeasi masura se are in vedere izolarea spatiilor de cazare fata de incaperi sau
instalatii invecinate producatoare de zgomote, evitandu-se adiacentele cu circulatiile
comune orizontale si verticale (coridoare, ascensoare, scari etc.) precum si cu incaperi in
care sunt amplasate instalatii sau echipamente zgomotoase (pompe, ventilatoare,
motoare, etc.).
Chiar si in conditiile dispunerii izolate a spatiilor de cazare in cadrul volumului
construit este necesara luarea masurilor constructive ce se impun pentru atenuarea
zgomotelor aeriene si de impact, prin crearea unor discontinuitati si neomogenitati de
alcatuiri si materiale situate pe parcursul propagarii undelor perturbatoare interioare,
precum si prin reducerea energiilor perturbatoare (atenuari si absorbtii).
Asigurarea confortului higrotermic si a ambiantei atmosferice, de asemenea, trebuie
sa constituie preocupari ale proiectantului. In scopul asigurarii starii de confort uman
conditionarea aerului rezulta absolut necesara la astfel de cladiri. Temperatura si
umiditatea se asigura in functie de diferitele destinatii ale incaperilor, iar temperatura
trebuie sa fie uniforma in incaperi astfel incat sa nu provoace senzatia de rece la contactul
cu peretii si pardoseala.
Uneori in aceeasi cladire din orientul mijlociu se dispun atat spatii pentru birouri, cat
si spatii hoteliere. Intrucat cele doua functiuni sunt independente - cu unele posibilitati de
conlucrare limitata (simpozioane, intruniri, consfatuiri etc.) se realizeaza separarea lor prin
pereti si plansee. Goluri de comunicare controlate se prevad numai in zonele de contact
functional si intr-un numar strict necesar. Principiul separarii celor doua functiuni distincte
constituie insa obligatia principala a arhitectului.
2.1.10. CONCEPTUL GLOBAL DE SIGURANTA IN UTILIZARE
Activitatea de proiectare este viabila daca are in vedere indeplinirea conditiilor
esentiale de calitate ale constructiilor, aspect recunoscut unanim de catre specialisti.
Aceasta implica abordarea sistemica a functionalitatii in totalitatea elementelor sale
componente si stabilirea celor mai indicate modalitati de realizare arhitecturala, capabile
sa satisfaca totalitatea aspectelor pe care le incumba.
Exigentele esentiale pe care trebuie sa la indeplineasca o cladire se refera, in
principal, la siguranta, sanatatea si confortul ocupantilor. Aceste exigente pot fi delimitate
de parametrii calitativi - criterii de performanta specifice - care sa permita determinarea
directa a exigentelor de adaptare la utilizare si aprecierea eficientei unei cladiri din orientul
mijlociu in ansamblu si a elementelor ei componente, constituind conceptul global de
siguranta in exploatare.
2.2. IMPLICATII ARHITECTURALE ALE EXIGENTELOR DE SIGURANTA A
UTILIZATORILOR
2.2.1. ASPECTE GENERALE
Prin modul in care este proiectata, realizata si folosita o cladire din orientul mijlociu
trebuie sa se urmareasca protejarea vietii utilizatorilor, a societatii si a mediului
inconjurator, prin satisfacerea tuturor exigentelor explicite sau implicite ale utilizatorilor, de
catre performantele de comportare ale cladirii in ansamblu, dar si a principalelor ei
componente pe intreaga durata de viata.
Este necesara cunoasterea exigentelor utilizatorilor, astfel exprimate incat sa fie
independente de materialele si procedeele de constructie aplicate traditional. Aceasta
inseamna, de fapt, ca exigentelor utilizatorilor sa le corespunda cerinte performante ale
cladirii, ca raspuns tehnic la dorintele lor.
Pe plan international, lista exigentelor de performanta ale cladirii cuprinde:
stabilitate, siguranta la foc, securitate in utilizare, etanseitate,confort higrotermic, acustic,
vizual, tactil,antropodinamic, ambianta atmosferica, igiena, adaptare la utilizare,
durabilitate si economie, precum si cinci performante pentru subansamblurile ei principale.
In Irak sunt stabilite urmatoarele sase cerinte de calitate a constructiilor:
A. resistenta si stabilitate;
B. siguranta in exploatare;
C. siguranta la foc;
D. igiena, sanatatea oamenilor, refacerea si protectia mediului;
E. izolatie termica, hidrofuga si economie de energie;
F. protectie contra zgomotului.
Din analiza principalelor exigente ale utilizatorilor cladirilor, in general, si ai cladirilor
multietajate in special, rezulta ca acestea apartin uneia din cele patru categorii de cerinte,
grupate dupa scop si trasaturi comune astfel:
1 - Siguranta ocupantilor - constituie o cerinta generale care cuprinde distinct
aspectele sigurantei structurilor de rezistenta ale cladirilor (respectiv rezistenta si
stabilitatea acestora), sigurantei in utilizare si sigurantei la foc.
2 - Igiena cladirilor in general se refera la igiena aerului, igiena apei, igiena
evacuarii reziduurilor, igiena finisajelor interioare, expunerea la soare.
3 - Confortul utilizatorilor, in general asigurat prin realizarea distincta si diferentiata
a conditiilor de confort acustic, vizual, higrotermic, tactil, antropodinamic.
4 - Durabilitatea, conformarea si economia de energie sunt diferentiate in functie de
nivelul solicitat pentru fiecare situatie in parte si valorile parametrilor acceptati.
2.2.2. ABORDAREA EXIGENTELOR DE SIGURANTA A UTILIZATORILOR
Asigurarea conditiilor de siguranta a utilizatorilor cladirilor multietajate determina
necesitatea stabilirii si prevederii in proiect a unor solutionari usor de intretinut si utilizat.
Cei care folosesc cladirea sunt direct implicati in mentinerea conditiilor de siguranta la
parametrii proiectati - fiind expusi direct pericolului.
Cu toate ca exigentele utilizatorilor sunt multiple, iar performantele care le satisfac
de multe ori se intrepatrund - participand ca raspuns la mai multe exigente si in cele ce
urmeaza sunt abordate numai masurile arhitecturale impuse de siguranta utilizatorilor.
Siguranta structurilor de rezistenta constituie o preocupare a inginerilor si vizeaza
asigurarea stabilitatii ansamblului constituit si rezistenta structurii, pe de o parte la actiunile
ce intervin pe timpul utilizarii, iar pe de alta parte, la actiunile dinamice previzibile.
Raspunsul la aceste exigente ale utilizatorilor il constituie performantele asigurate
de structuri, determinate fiind prin calcul si incercari potrivit reglementarilor, la care
participa si arhitectul proiectant prin contributia directa la conformarea partiurilor intr-o
maniera ordonata si proportionata, optim dimensionate prin buna conlucrare cu specialistii
structuristi.
In ceea ce priveste siguranta la foc, ca al doilea aspect al sigurantei utilizatorilor,
exigentele cladirilor multietajate sunt mai ample decat la cladirile cu inaltimi obisnuite.
Aceasta este datorata in special tipului de cladire, care favorizeaza propagarea incendiilor
pe verticala si in acelasi timp a relatiilor limitate cu terenul inconjurator, ingreunand atat
evacuarea persoanelor, cat si interventiile din exterior.
2.2.3. CONDITII DE SIGURANTA LA FOC
Exigentele utilizatorilor se refera la siguranta vietii lor, indiferent de varsta si starea
fizica, a pompierilor care intervin pentru salvare si stingere, precum si la limitarea
pierderilor materiale directe sau indirecte. Pentru aceasta, in caz de incendiu, stabilitatea
principalelor elemente de constructie si a ansamblului constituit trebuie asigurate pe o
durata de timp determinata, reducand posibilitatile de producere si propagare a focului in
cladire, precum si extinderea acestuia la obiectele situate in vecinatate.
Totodata, pierderile de bunuri materiale directe si indirecte rezultate din scoaterea
din utilizare a cladirii trebuie sa fie intr-un raport corespunzator cu valoarea masurilor de
prevenire si stingere a incendiilor ce se prevad.
In aceasta situatie, cel mai apropiat mod de rezolvare a sigurantei la foc fata de
conceptul de reglementari prin exigente si performante rezulta din aplicarea unui sistem de
parametri nominalizati si incadrati in timpi performanti, avand in vedere ca si indendiile au
o desfasurare si actiune in timp, pornind de la initiere, apoi dezvoltare, localizare si
stingere. Siguranta utilizatorilor si protectia bunurilor in caz de incendiu depinzand, in fond,
de timpii in care se actioneaza corespunzator diferitelor faze ale incendiului, rezulta
necesara analizarea acestora si stabilirea relatiilor optime ce trebuie asigurate. Astfel,
relatiile dintre timpul necesar semnalizarii si alarmarii, cel de evacuare si interventie, de
supravietuire in cladire si de rezistenta la foc a structurilor, peretilor, planseelor si a altor
elemente constructive, determina nivelul de realizare a exigentei utilizatorilor privind
siguranta la foc.
In functie de destinatia cladirii, aceste perioada de timp si performante asigurate,
depind de ansamblul constituit si elementele sale componente, dar si de comportamentul
ocupantilor si a pompierilor, elaborandu-se diferite scenarii de siguranta prin care se
stabilesc relatii satisfacatoare intre valorile performatelor asigurate pentru fiecare situatie
in parte. Asa, de exemplu, la o cladire din orientul mijlociu pentru irouri se poate lua in
considerare un timp de evacuare mai mic, datorita cunoasterii cladirii de catre salariati si a
exercitiilor periodice de evacuare ce se executa., iar la un hotel echipat cu instalatii
automate de stingere tip sprinkler, se poate conta pe mai rapida interventie de stingere a
incendiilor. Timpul si performantele realizate pot fi determinate prin calcul sau prin
masurare directa. Poate fi determinata prin calcul, de exemplu, limita de rezistenta la foc a
unui element de constructie poate fi masurata prin incercari si confirmata prin certificate
sau buletine de incercare. Tot asa, eficienta tratamentelor cu substante ignifuge sau
fiailitatea unei instalatii de semnalizare ori a unui sistem de stingere, pot fi determinate prin
calcul sau masurare.
2.2.4. RISCURI DE IZUCNIRE A INCENDIILOR
In cladirile multietajate, ca de altfel in orice constructie civila, exista riscuri de
izbucnire a incediilor ce nu pot fi eliminate. Acestea provin din materialele si
sustantele aflate in cladire si din sursele de aprindere functional necesare sau accidentale,
fara a lua in considerare actiunile premeditate.
Daca in alte tari sunt stabilite riscuri si niveluri de risc diferentiate, pentru unele
destinatii nominalizate (normale, medii si mari), la noi se aplica inca sistemul de categorii
de pericol de incendiu specifice spatiilor cu procese tehologice.
In cladirile multietajate cu functiuni hoteliere sau de birouri, incaperile cu riscuri
medii si mari de izbucnire a incendiilor sunt considerate bucatariile, ceainariile si oficiile,
atelierele de intretinere si reparatii, spatiile tehnice in care sunt dispuse dispozitive,
agregate sau instalatii actionate electric ori termic, precum si incaperile pentru multiiplicate
sau de depozitare a substantelor combustibile ori in ambalaje combustibile, celelalte spatii
din cladire sunt clasificate cu riscuri normale.
Pentru incaperile cu nivel de risc mediu sau mare, masurile arhitecturale impuse de
siguranta utilizatorilor trateaza in principal:
- dispunerea lor izolata fata de functiunile preponderente ale cladirii (camere de
cazare, birouri), precum si de caile comune de circulatie verticale si orizontale;
- asigurarea conditiilor de izolare si protejare a materialelor de orice natura aflate in
apropierea surselor de foc deschise (arzatoare, incalzitoare, dispozitive si agregate cu foc
etc.);
- compartimentarea incaperilor cu nivel de risc mediu si mare fata de restul cladirii
prin pereti si plansee incombustibile, rezistente la foc, precum si protectia corespunzatoare
a golurilor de circulatie sau comunicare practicate in acestea;
- echiparea si dotarea incaperilor respective cu mijloace de semnalizare si stingere
adecvate.
2.2.5. AMPLASARE SI CONFORMARE
Amplasarea are in vedere atat evitarea propagarii incendiului de la cladirea
multietajata la obiectele situate in vecinatate, cat si nepericlitarea acesteia de un incendiu
produs in vecinatate. Este necesara asigurarea unor distante de minim o treime din
inaltimea cladirii sau atunci cand nu este posibil realizarea in zonele apropiate a unor
masuri de protectie impotriva propagarii incendiilor, cum sunt peretii antifoc sau perdele de
protectie cu apa.
2.2.6. DURABILITATEA CLADIRII IN CAZ DE INCENDIU
Aceasta este exprimata prin gradul de rezistenta la foc pe care trebuie sa-l aiba
cladirea multietajata.
Potrivit reglementarilor existente, cladirile multietajate trebuie sa indeplineasca
conditiile stabilite pentru gradul I de rezistenta la foc, ceea ce inseamna ca principalele
elemente de constructie utilizate sa fie incombustibile (clasa CO) si sa aibe limitele minime
de rezistenta la foc normate.
Comparand conditiile de incadrare in gradul I de rezistenta la foc din normele
noastre cu prevederile stabilite in alte tari pentru principalele elemente de constructie ce
alcatuiesc o cladire din orientul mijlociu, rezulta in principal nediferentierea conditiilor fata
de cele prevazute pentru constructiile obisnuite si luarea in considerare a unor elemente
de constructie care nu sunt utilizate la astfel de cladiri.
Pentru asigurarea conditiilor corespunzatoare de siguranta, este necesara
diferentierea de constructiile obisnuite, stabilindu-se distinct conditiile de performanta la
foc pe care trebuie sa le indeplineasca si care trebuie sa fie mai mari decat cele prevazute
pentru gradul I de rezistenta la foc.
Este necesara asigurarea pentru elementele structurale verticale a unor limite
minime de rezistenta la foc de 3 ore pentru stalpi, 1 ora pentru peretii interiori si 15 min.
pentru inchiderile exterioare perimetrale, iar pentru elementele structurale orizontale sa se
asigure 3 ore pentru grinzi si nervuri, 2 ore pentru plansee si acoperisuri terasa, toate
acestea fiind incombustibile (clasa CO).
In cazul in care este absolut necesar mentionarea unui grad de rezistenta la foc
pentru cladirile multietajate conditiile mentionate pot fi notate cu gradul “0”.
Realizarea unei cladiri din orientul mijlociu presupune renuntarea la procedeele
traditionale si punerea in valoare a calitatilor unor noi materiale si elemente de constructie
cu eficienta sporita si mai usoare.
Aceste materiale, de regula compozite, isi gasesc utilizarea in cladirile multietajate
numai in conditiile existentei unor conditii normative specifice acestor tipuri de cladiri
deosebite de cele obisnuite.
Un parametru important stabilit pentru limitarea posibilitatilor de aparitie a incendiilor
il constitue refacerea densitatii sarcinii termice in cladirile multietajate.
2.2.7. COMPARTIMENTARI ALE CLADIRILOR
In conformitate cu prevederile reglementarilor irakiene referitoare la siguranta la foc,
pentru cladirile multietajate sunt admise compartimente antifoc de maximum 2500 mp (arie
construita la sol) cu posibilitati de majorare pana la 5000 mp, daca se echipeaza cu
instalatii automate de stingere a incendiilor.
Aceasta limitare normata a ariei construite constituie pentru arhitectul proiectant o
constrangere care in unele situatii nu poate fi indeplinita decat, fie prin separarea artificiala
a functiunilor (si deci, afectarea grava a functionalitatii si a actului creator), fie prin
obtinerea unui regim derogatoriu.
Este de dorit ca prin noi reglementari sa se aiba in vedere aceasta situatie si
problemele sigurantei la foc a cladirilor multietajate sa faca obiectul unei reglementari
distincte.
Totodata, in scopul intarzierii propagarii incendiilor pe arii mari construite, normele
impun ca in cadrul compartimentelor de incendiu sa fie realizate separari prin elemente de
constructie verticale si orizontale incombustibile (clasa CO) si rezistente la foc, care sa
asigure sectionarea transversala a cladirii la maximum 110m lungime si multiple alte
separari ( destinatii diferite, cai de evacuare, case de scari, incaperi de cazare sau birouri,
camere de serviciu, incaperi cu densitate mare a sarcinii termice, spatii de parcare, etc.).
Numai prin enumerarea principalelor separari impuse de norme, care in conditiile
limitelor de rezistenta normate conduc la utilizarea clasicelor materiale si elemente de
constructie din zidarii de caramida si beton, rezulta contradictia dintre robustetea si
greutatea acestora fata de necesitatea utilizarii celor usoare, durabile si cu mare eficienta.
Este clar ca asigurarea folosirii unor materiale si elemente de constructie cu
rezistenta mare la foc poate conduce la asigurarea unor conditii de siguranta a utilizatorilor
cladirilor cu inaltime normala si echipari obisnuite, dar aplicarea acestor prevederi la o
cladire din orientul mijlociu care prin definitie este alcatuita si echipata cu instalatii multiple
si diversificate, echipari care o situeaza in apropierea stadiului de masinarie complicata,
conduce la imposibilitati in realizare sau la solutionari contradictorii.
Avand in vedere necesitatea asigurarii conditiilor de siguranta a utilizatorilor si
permiterea aplicarii unor solutii novatoare de realizare a cladirilor multietajate, se
considera obligatorie renuntarea la compartimentul antifoc impus si inlocuirea cu altceva
specific. Un mod de limitare a propagarii incendiilor il poate constitui subimpartirea cladirii
in portiuni (celule) spatiale cu aria totala desfasurata de max. 2500 mp si care pot cuprinde
1 la 3 niveluri succesive delimitate de pereti rezistenti la foc 3 ore si plansee 2 ore, iar
golurile de comunicare functionala din pereti protejate cu incaperi tampon avand usi
etanse la foc (EF) 1 ora si prevazute cu dispozitive de autoinchidere.
In ceea ce priveste separarea constructiva a ascensoarelor de interventie in caz de
incendiu, ca de altfel a tuturor ascensoarelor obisnuite ale cladirii multietajate, aceasta se
realizeaza prin pereti rezistenti la foc 2 ore care izoleaza aceste adevarate “cosuri” in caz
de incendiu si prin care focul si fumul se propaga cu usurinta.
Pentru ascensoarele obisnuite este stabilita prevederea unor usi de palier care sa
fie etanse la foc (EF) 1 ora.
2.2.8. SPATII TEHNICE
Un aspect deosebit de important al functionalitatii cladirilor multietajate il constituie
asigurarea instalatiilor tehnice aferente.
Conditiile impuse de norme pentru unele spatii tehnice au in vedere, in principal,
cele aferente instalatiilor de stingere a incendiilor, cele destinate functionarii normale
(electrice, incalzire, ventilare), precum si a atelierelor de intretinere, reparare si a
incaperilor de depozitare.
Avand in vedere suprafetele de teren limitate pe care se construiesc astfel de cladiri
si care de cele mai multe ori se afla in zonele centrale ale oraselor, de regula, intens
construite, precum si multitudinea functiunilor ce trebuie dispuse in subsolul lor, asigurarea
unor accese directe din exterior este uneori, practic, imposibil de realizat. Pentru
satisfacerea impunerii normei, de cele mai multe ori, sunt prevazute accese din curti
interioare inchise la care nu se poate ajunge decat prin interiorul cladirii, ori sunt realizate
trape in trotuare prin care se poate accede numai prin scari verticale, in conditii foarte
grele. Intrucat scopul impunerii unui acces direct din exterior este acela de a interveni in
caz de incendiu la gospodaria de alimentare cu apa pentru stingere, aceasta se poate
asigura si numai prin interior, prin cai de interventie special amenajate si sigure, fara a mai
fi necesare alte accese directe.
Intrucat spatiile tehnice pot constitui factori de risc pentru intreaga cladire, fapt
confirmat de unele evenimente produse, este necesar ca acestea sa fie separate prin
pereti rezistenti la foc 2 ore si plansee 2 ore, iar golurile functionale de comunicatie si
circulatie sa fie protejate cu usi rezistente la foc sau metalice, echipate cu dispozitive de
autoinchidere, in functie de pericolul pe care-l prezinta.
Totodata, este necesar ca numai pentru incaperile de depozitare a materialelor sau
substantelor combustibile, care au suprafata da 20 mp sau mai mare, peretii de separare
fata de restul constructiei sa fie rezistenti la foc 3 ore si planseele 3 ore, iar golurile de
comunicare functionala practicate in pereti sa fie protejate cu incaperi tampon prevazute
cu usi rezistente la foc 45 minute.
Dintre spatiile tehnice necesare, un aspect deosebit il constituie centralele termice
aferente sistemelor de incalzire centrala. Potrivit normelor specifice, in interiorul cladirilor
cu inaltimea peste 28 m nu este admisa inglobarea centralelor termice, acestea putand fi
dispuse numai in portiuni ale cladirii care nu ating aceasta inaltime.
2.2.9. INCHIDERI EXTERIOARE PERIMETRALE
Normele impun ca la cladirile multietajate peretii exteriori sa fie realizati din
materiale incombustibile (CO) cu limita de rezistenta la foc de minimum 15 minute. Pentru
impiedicarea transmiterii incendiilor pe fatada se recomanda prevderea de copertina,
parapete, balcoane etc.
Cerinta impiedicarii transmiterii incendiilor pe fatadele cladirilor multietajate exista,
insa conditiile tehnice de indeplinire a acesteia sunt insuficiente si neaplicabile atat pentru
inchiderile din zidarie, cat mai ales pentru inchiderile din pereti cortina.
Dintre conditiile tehnice pe care trebuie sa le indeplineasca peretii cortina si care
consideram ca trebuie incluse in reglementari sunt cele care vizeaza in principal
asigurarea:
- clasei de combustibilitate si a conditiilor de rezistenta la foc minimale;
- utilizarii structurilor de rezistenta numai din otel, iar elementele din aluminiu sa nu
fie solicitate mecanic, admitandu-se realizarea din aluminiu a structurilor secundare numai
pentru cel mult doua niveluri si daca sunt ferite de flacari prin distante de cel putin 1,00 m
fata de partile superioare ale golurilor din fatade;
- ancorarii peretelui cortina de structura de rezistenta a cladirii prin elemente din
otel;
- folosirii materialelor termoizolante ce se incadreaza in clasa CO;
- utilizarii geamurilor din sticla securizata, rezistente la socuri si lovituri, respectiv din
sticla stratificata de tip duplex sau triplex;
- etansarii golurilor dintre peretii cortina si planseele de rezistenta ale cladirii pe
toata grosimea planseului;
- ecranelor continui din materiale clasa CO si etanse la foc 1 ora, dispuse pe tot
conturul sub planseele de rezistenta sau deasupra acestora (parapete) cu inaltimea
minima de 0,80 m.
Completarea reglementarilor tehnice cu prevederi specifice peretilor cortina va
conduce totodata la largirea posibilitatilor de expresivitate arhitecturala si stimularea
contributiei creatoare a arhitectilor proiectanti.
2.2.10. SIGURANTA IN UTILIZARE
In ceea ce priveste siguranta in utilizare, aceasta exigenta a utilizatorilor se refera la
siguranta circulatiilor functionale ale cladirii, a mijloacelor mecanice de transport si a
instalatiilor utilitare aferente constructiei (electrice, conditionare, incalzire etc.).
In general, indeplinirea exigentelor utilizatorilor referitoare la circulatiile functionale
vizeaza eliminarea posibilitatilor de accidentare prin caderi de la niveluri neprevazute cu
balustrade sau prin goluri ale planseelor neprotejate cu capace sau balustrade, caderi in
case de scari sau portiuni de pardoseala in panta si cu stratul de uzura alunecos.
Pentru evitarea producerii unor astfel de accidente, normele stabilesc masurile
tehnice care sa conduca la siguranta circulatiei, asigurandu-se:
- siguranta denivelarilor interioare, precum si intre interiorul si exteriorul cladirii
- siguranta scarilor si a rampelor
- siguranta pragurilor si a treptelor izolate
- siguranta grinzilor situate la inaltime redusa
- siguranta geamurilor si a vizibilitatii usilor si a ferestrelor din sticla
- siguranta circulatiilor impotriva alunecarii
- limitarea oboselii datorita utilizarii scarilor si a rampelor interioare si exterioare
cladirii
- asigurarea conditiilor de acces si circulatie a handicapatilor.
In tabelul 2.2.10.1, 2.2.10.2., 2.2.10.3., 2.2.10.4. si 2.2.10.5. sunt aratate propuneri
privind diversele conditii de protectie la foc a cladirilor multietajate.
Tabel 2.2.10.1
TIPUL ELEMENTULUI DE CONSTRUCTIE
CLASA DE COMBUSTIBILITATE
LIMITA DE REZISTENTA
LA FOC OBSERVATII
1 2 3 4 5
ELEMENTE VERTICALE
STALPI Co 3 ore -
PERETI INTERIORI
Co 1 ora In conditiile compartimentarilor si
separarilor stabilite pentru anumite riscuri si destinatii
INCHIDERI EXTERIOARE
PERIMETRALE
Co
15 minute
Cu respectarea conditiilor din prescriptiile specifice acestora
ELEMENTE
ORIZONTALE
GRINZI, NERVURI
Co 3 ore -
PLANSEE, ACOPERIS,
TERASA Co 2 ore
In conditiile compartimentarilor si separarilor stabilite pentru anumite
riscuri si destinatii
DENSITATEA SARCINII TERMICE Tabel 2.2.10.2.
NR. DENSITATI ALE SARCINII DENSITATI ALE SARCINII TERMICE (MJ/mp)
CRT. TERMICE REZULTATE DIN: ADMISE PRIN ART.73 DIN NORMELE GENERALE DE P.S.I.
PROPUNERE
0 1 2 3
CONSTRUCTIE
(materiale, elemente) 275 215
MOBILIER
(echipamente, obiecte etc.) 565 425
TOTAL DENSITATE ADMISA 840 640
SINTEZA SEPARARILOR PRIN PERETI SI PLANSEE IMPUSE PRIN NORMELE P118 SI PROPUNERI Tabel 2.2.10.3.
NR.CRT.
DESTINATIE SI ART.NORMA
SEPARARI IMPUSE PROPUNERI
PERETI
PLANSEE PROTECTIE
GOLURI PERE
TI PLANS
EE PROTECTIE
GOLURI 0 1 2 3 4 5 6 7
1
-Statii de pompare apa pentru incendii
- Grupuri electrogene si pompe termice
- Vane incendiu si altele similare
(art.7.9-P118)
3
(ore)
Acces direct din exterior si
comunicare cu un coridor de circulatie comuna prin URF 1
ora si 30min.
3 (ore)
2 (ore)
Acces numai dintr-un coridor comun de circulatie prin
URF 1 ora si 30min.
Ateliere, incaperi de
productie, depozitare etc. Separari corespunzatoare pericolului de
incendiu, dar cel putin: - Ateliere, incaperi tehnologice si tehnice
2
(art. 8.3 - P118) 1 (ora) 1
(ora)
conform categoriei de pericol de
incendiu
2 (ore)
2 (ore)
usi metal si URF 45min. la categoria
C pericol de incendiu
- Depozite categoria C de pericol si arie >20mp, separate cf. Tabel 6.1, pct.6
(perete 3 ore; planseu 2 ore; protectie golouri prin incaperi tampon cu URF
45min.)
3
Centrale termice (art. 9.9 - I13/94)
Nu sunt admise in interiorul cladirilor multietajate (peste 28 m)
Admiterea in cladiri din orientul mijlociu si separate prin:
3
(ore) 2
(ore) Incaperi tampon cu
URF 45 min.
SINTEZA CONDITIILOR IMPUSE PENTRU INCHIDERILE EXTERIOARE PERIMETRALE ALE
CLADIRILOR Tabel 2.2.10.4. DENUMIRE SI
ARTICOL NORMA
CONDITII IMPUSE PROPUNERI
0 1 2
PERETI EXTERIORI
(art. 8.8 din P118 si art.75 din
Normele Generale)
- Comportarea la foc: Co (incombustibil)
15 min. limita de rezistenta la foc - Recomandate masuri pentru
impiedicarea transmiterii incendiilor prin copertine, parapete, balcoane
incombustibile etc. - Tamplarie Co
- Conditii tehnice: -portiuni pline de fatada intre golurile acestora; - Conditii tehnice particulare: - clasele de combustibilitate si conditii de rezistenta la foc (Co, C1 si exceptional C2); - structuri de rezistenta din otel si limitarea folosirii aluminiului nesolicitat mecanic, structuri secundare pentru cel mult doua niveluri si ferit de flacari prin distantare la cel mult 1.00 m de partile superioare ale golurilor din fatada; - ancorarea de structura de rezistenta a cladirii prin elemente din otel.
SINTEZA PRINCIPALELOR MASURI IMPUSE LA CAILE DE EVACUARE Tabel 2.2.10.5.
CATEGORII DE MASURI MASURI IMPUSE DE NORME PROPUNERI 0 1 2
- minim 2 cai - minim 2 cai
- trasee distincte si independente (>2) - trasee distincte si independente (>2) - realizate spatii de refugiu
a) Realizarea si dispunerea cailor de evacuare
-Lungimi cai: < 25 m (10 m coridor infundat) - birouri < 20M (10 m coridor infundat) - hotel
-Lungimi cai: 30 m in doua directii (<10 m coridor infundat). O evacuare printr-un atrium < 10m.
- Latimi cai: - conform calcul, dar nu mai mici de: 1.25 m si 1.00 - scari;
- Latimi cai: - conform calcul, dar nu mai mici de: 1.10 m - scari;
1.40 m si 1.00 - coridoare 0.90 m si 0.80 m - usi Usile de acces la circulatiile comune orizontale, prevazute cu autoinchidere sau inchidere automata.
1.50 m - coridoare 0.90 m - usi Usile de acces la circulatiile comune (orizontale si verticale), prevazute cu autoinchidere sau inchidere automata.
- Scari interioare: - traseu pe toata inaltimea; - accese pe terase; - iesiri la nivel teren; - rampa cu inclinare si gabarite conform STAS; - < 2.50m latime rampe
- Scari interioare: - traseu pe toata inaltimea; - accese pe terase; - iesiri la nivel teren; - rampa cu inclinare si gabarite conform STAS; - latimi rampe nenormate, dar maini curente pe ambele laturi la >1.60 latime
- scara exterioara de salvare, de tip S1 sau S2 -
b) Separarea cailor de evacuare fata de restul cladirii
- Usi: - de tip obisnuit la deschidere (balamale, pivoti), cu unele exceptii; - fara praguri; - deschidere in sensul de evacuare a > 30 persoane valide; - etanse la foc si dupa caz, rezistenta la foc.
- Usi: - de tip obisnuit la deschidere (balamale, pivoti), cu unele exceptii; - fara praguri; - deschidere in sensul de evacuare a > 30 persoane valide; - etanse la foc si dupa caz, rezistenta la foc; - pe traseul de evacuare a > 50 persoane, echipate cu dispozitiv de deschidere “antipanica”.
- Scari interioare inchise: - destinate numai circulatiei; - grinzi, podeste, trepte Co, rezistente la foc 1 ora; - trecerea spre a doua scar sa nu fie prin prima scar; - case de scari inchise cu: pereti 3 ore plansee 1 ora - separare rampe spre subsol prin pereti 3 ore, plansee 1 ora si incaperi tampon cu usi rezistente la foc 45 min. - goluri de circulatie protejate cu incaperi tampon, cu usi etanse la foc 1 ora, echipate cu autoinchidere sau inchidere automata.
- Scari interioare inchise: - destinate numai circulatiei; - grinzi, podeste, trepte Co, rezistente la foc 1 ora; - trecerea spre a doua scar sa nu fie prin prima scar; - case de scari inchise cu: pereti 3 ore plansee 1 ora - separare rampe spre subsol prin pereti 3 ore, plansee 1 ora si incaperi tampon cu usi rezistente la foc 45 min. - goluri de circulatie protejate cu incaperi tampon, cu usi etanse la foc 1 ora, echipate cu autoinchidere sau inchidere automata.
- Scari interioare deschise: - evacuare numai pentru un nivel; - scari rulante, prevazute cu ecrane si perdele de apa pe contur.
- Scari interioare deschise: - circulatie intre doua doua sau trei niveluri succesive ale zonei separate ori dispuse intr-un atrium la care se iau masuri specifice; - scari rulante, prevazute cu ecrane si perdele de apa pe contur.
- Coridoare: - separate cu pereti 2 ore si plansee 1 ora, iar usile rezistente la foc 45 min.; - holuri parter in care debuseaza scari deschise: pereti 3 ore plansee 1 ora
- degajamente (coridoare, holuri, vestibuluri): - separate prin pereti 2 ore si plansee 2 ore, iar usile din peretii de separare etanse la foc 1 ora si prevazute cu autoinchidere automata (sau dupa caz, usi rezistente la foc)
c) Evacuarea fumului din caile de evacuare
- Naturala organizata: - goluri dispuse la partea superioara (in pereti sau plansee) protejate cu dispozitive cu deschidere automata sau manuala; - canale verticale, la cladiri etajate. - Mecanica: - sisteme adecvate.
- Naturale organizata: - deschideri pentru admisie dispuse in pereti la < 1m de pardoseala si goluri de evacuare amplasate la partea superioara a incaperii (in plafon sau > 1.80m de pardoseala), protejate cu dispozitive cu deschidere automata si manuala; - sisteme de canale verticale de evacuare de la partea superioara si deschideri de admisie dispuse langa pardoseala, cu dispozitive cu deschidere automata si manuala; - Mecanic: - introducere mecanica in scara si evacuare in spatiile adiacente; - extractie mecanica din spatiile adiacente scarii, unde s-a declansat incendiul; - introducere si extractie mecanica, asigurand suprapresiune in scari.
d) Limitare combustie si producere fum pe caile de
evacuare
- Materiale Co rezistente la foc: - plafoane suspendate Co si rezistente la foc 30 min.; - finisaje C1 si C2 lipite pe suport incombustibil si cu grosimea < 2 mm; - placari cu lemn C1 - C2, in holuri.
- Materiale Co rezistente la foc: - plafoane suspendate Co, rezistente la foc 15min. sau C1-C2, rezistente 30min.; - finisaje C1-C2, care nu emit fum si gaze toxice prin combustie.
2.3. CERINTE SPECIFICE PRIVIND REZISTENTA SI STABILITATEA
Pentru a se preciza criteriile de performanta este necesar inventarul factorilor care
actioneaza asupra cladirii, grupati sub forma de agenti.
Agentii mecanici sunt:
actiunea gravitationala;
forte si deformatii impuse;
vibratii induse de miscarea seismica, vant si eventual alte surse, producand efecte
semnificative, de exemplu oboseala la un numar redus de cicluri de solicitare de
mare intensitate (cutremur), oboseala pe durata lunga de exploatare sau inconfort
(vant).
La acestia se adauga alti agenti care afecteaza direct structura de rezistenta, astfel:
actiunea de inghet - dezghet;
actiunea focului;
actiunea coroziunii;
actiunea umiditatii.
Raspunsul structurii de rezistenta la aceste actiuni trebuie sa se incadreze in
criteriile de performanta adecvate cladirilor multietajate.
In timp ce criteriile legate de starea limita a exploatarii normale, cum ar fi cele
referitoare la deformatiile elementelor la actiuni gravitationale, deschiderea fisurilor sau
limitarea efectelor vibratiilor din actiuni mecanice sau umane, au o tratare relativ unitara in
reglementarile din diverse tari, criteriile referitoarea la controlul raspunsului seismic sunt
diferite.
Conditia de limitare a degradarii elementelor structurale la actiunea seismica se
considera indeplinita daca sunt satisfacute conditiile de rezistenta locala in zonele critice.
Limitarea degradarilor elementelor nestructurale, in special a panourilor de zidarie
de umplutura, se considera realizata daca distorsiunile unghiulare ale peretilor, impuse de
deformatiile cladiri, sunt inferioare deformatiilor corespunzatoare ultime (la nivelul fortelor
de lunecare maxime). Este general acceptat ca degradarile peretilor de compartimentare
apar de regula la valori ale deplasarilor relative de nivel de ordinul 5-8 0/00. Degradarile
semnificative se constata la valori de ordinul 9-11 0/00. Pentru tavane si tamplarie, s-au
inregistrat degradari extinse greu de reparat la deplasari relative de ordinul 8 0/00. Este de
subliniat ca rigiditatea structurilor metalice si a structurilor in cadre din beton armat este
substantial marita prin contributia elementelor de compartimentare si inchidere. Se citeaza
cazuri in care perioadele proprii de vibratie au fost reduse cu 30% prin aportul peretilor,
aport care a disparut dupa 8 cicluri de solicitare cu o deplasare relativa de nivel de 3 0/00.
Pentru zidarii de caramida sau blocuri din diferite materiale deformabilitatea scade
cu cresterea rezistentei mortarului.
De asemenea, valoarea deformatiei relative este influentata de geometria panoului
de zidarie inramat, fiind cu atat mai mica cu cat panoul este mai lung in raport cu
inaltimea. De exemplu, pentru panouri de zidarie de caramida curenta se pot accepta
urmatoarele valori ale rotirii limita :
pentru raportul L/H 4/3 (lungimea si inaltimea panoului) = 2 0/00
pentru 4/3 L/H 2/3 = 4 0/00
pentru L/H 2/3 = 6 0/00
Rotirea limita de 5-8 0/00 prescrisa de normativul P100/1-2006 reprezinta practic
media ponderata a acestor valori.
In cazurile curente, reglementarile tehnice admit ca aceste conditii sunt realizate
prin respectarea prevederilor pentru limitarea deplasarilor relative de nivel (calcul la starea
limita de deformare).
Cu notatiile:
r = deplasarea relativa de nivel produsa de fortele seismice de calcul
He = inaltimea nivelului curent al constructiei.
q = coeficient de comportare;
r a= valoarea admisibila a deplasarii relative de nivel, care depinde de natura
materialelor din care sunt alcatuiti peretii de compartimentare si de natura prinderilor de
structura. ra
e
r qH
Raportul (qr/He) se limiteaza in normativul P100/1-2006 la 0,005 pentru pereti de
umplutura din zidarie, respectiv la 0,008 in cazul lipsei peretilor. Prescriptiile straine
utilizeaza valori intre 0,005 si 0,010, limita uzuala fiind 0,005.
In tabelul 2.3.1. se prezinta comparativ principalele elemente ale procedeelor de
verificare a deplasarilor laterale prevazute in principalele reglementari tehnice de
proiectare antiseismica pe plan mondial. De fapt, valorile maxime acceptate pentru
deplasarile relative de nivel sunt dimensionate pentru structurile in cadre de beton armat.
Tabel 2.3.1.
Codul S r ra ra / r
UBC 1994 0,117 G 0,117 G 0,0033 Hs 0,028 Hs/G
BSL (Japonia) 0,200 G 0,200 G 0,005 Hs 0,025 Hs/G
NZS (N. Zeelanda) 0,096 G 0,300 G 0,006 Hs 0,020 Hs/G
CEB 1987 0,100 G 0,500 G 0,010 Hs 0,020 Hs/G
EUROCOD 8 0,100 G 0,250 G 0,004 Hs 0,016 Hs/G
P 100/1-2006 0,100 G 0,500 G 0,005 Hs 0,010 Hs/G
G = greutatea constructiei;
Hs = inaltimea etajului
= valoarea r propusa de o forta laterala de baza egala cu 1;
S = forta seismica de calcul.
Valorile din tabel se refera la cazul in care elementele nestructurale, de
compartimentare si de inchidere, sunt legate nemijlocit de structura si pot fi afectate de
deplasarile relative prea mari ale acesteia.
Procedeul utilizat in prezent in Normativul P100/1-2006 poate fi criticat din doua
puncte de vedere.
Prima insuficienta este de natura conceptuala. Termenul stang al relatiei de
verificare reprezinta valorile de drift corespunzatoare fortelor seismice standard, deci
maxime, in timp ce termenul din dreapta corespunde protectiei elementelor nestructurale,
respectiv unui criteriu de exploatare normala.
A doua insuficienta priveste procedeul aproximativ de calcul al deplasarilor relative
de nivel, care furnizeaza valori neacoperitoare
Relatia rq r a se bazeaza pe lucrarile Newmark din 1982. Aceasta are o anumita
corespondenta cu realitate intr-un domeniu al terenurilor rigide si al structurilor cu perioade
proprii de vibratie, sensibil mai mari decat cele corespunzatoare cadrelor proiectate pe
baza prescriptiilor moderne de proiectare antiseismica.
Pe de alta parte exista numeroase incertitudini in ceea ce priveste valorile
coeficientilor de reducere a fortelor seismice, prin intermediul carora se face trecerea de la
deplasarea elastica, la cea considerata “efectiva”, incluzand componenta postelastica a
deplasarii.
De asemenea, trebuie subliniat faptul ca normativul P100/1-2006 trateaza ambiguu
problema valorilor rigiditatilor elementelor structurale utilizate in calculul deplasarilor.
Principala problema care intervine este legata de caracterizarea cutremurelor care
trebuie considerate sub aspectul acceleratiei maxime a terenului (valorile PGA) si a
perioadelor de revenire a cutremurelor respective.
Pentru zona seismica in care este inclus Erbilul la care PGA este de ordinul 0,24g
se pot accepta:
Starea limita de serviciu (S.L.S.) sa fie asociata cu incidenta unor cutremure
avand perioada de revenire de 10 ani si o acceleratie maxima a terenului de
0,08g, presupunand ca structura se comporta elastic;
Starea limita ultima (S.L.U.) se asociaza cu cutremure cu perioade de revenire
de cca 150 ani, cu o acceleratie maxima de 0,24g.
Pentru proiectare trebuie sa se asigure protectia degradarii elementelor
nestructurale pentru cutremure frecvente, de mica intensitate si evitarea prabusirii
constructiei pentru cutremure de mare intensitate, cu perioade foarte lungi de revenire.
Asigurarea celor 2 conditii se poate face practic prin limitarea deplasarilor maxime
la nivelul deplasarilor admisibile:
pentru S.L.S.: max, s a, I
pentru S.L.U.: max, u a, II
Valoarea deformatiei a,I depinde de natura peretilor de compartimentare, a
inchiderilor si de modul in care se realizeaza inramarea de catre elementele structurii.
Pentru determinarea valorilor a,II sunt necesare cercetari experimentale
suplimentare.
Daca peretii nestructurali nu sunt legati cu structura si nu sunt afectati de
deplasarile structurii sau cand se accepta degradarea lor (in situatia cand sunt ieftini, iar
eventuala lor prabusire nu prezinta risc pentru vietile oamenilor si pentru valorile materiale)
se pot alege, dupa caz, valori a, I mai mari.
Este de remarcat ca Normativul american UBC, impune o limitare a deplasarii
relative de nivel la 4 0/00 pentru cladiri cu inaltime pana la 20m, respectiv de 5 0/00 pentru
cladiri cu inaltimi mai mari de 20m.
Asupra valorilor modulilor de deformatie potriviti pentru calculul deplasarilor, diversi
cercetatori au facut analize pe modele teoretice si experimentale.
Sozen propune relatii pentru determinarea rigiditatilor elementelor fisurate supuse la
momente incovoietoare si forte axiale astfel incat rigiditatea grinzii in stadiul curgerii
armaturilor este 1/3 din rigiditatea in stadiul elastic, iar a stalpilor este 1/2 din cea initiala.
Pentru a tine seama de cresterea rigiditatii datorita aportului placilor, rigiditatea grinzilor se
inmulteste cu 2.
In studiile parametricese abordeaza influenta rigiditatii si rezistentei asupra
deplasarilor neliniare si se stabileste o relatie intre coeficientul fortei taietoare de baza si
deplasarile relative de nivel in stadii avansate de solicitare.
Deformatiile relative de nivel admise pentru actiunea vantului sunt de ordinul 1/360
din inaltimea etajului, iar acceleratiile maxime acceptate acceptate sunt de 0,05g.
In continuare sunt prezentate criteriile de performanta referitoare la structurile din
beton armat, care se utilizeaza avantajos in domeniul de inaltime de 20-25 niveluri, pe
amplasamente de seismicitate pronuntata.
2.4. PERFORMANTE SEISMICE
In raport cu functionalitatea si siguranta cladirii, in timpul si dupa producerea unui
seism sunt prevazute urmatoarele 3 niveluri de cerinte pentru performanta seismica a
cladirii (PF):
PF1 nivelul de performanta corespunzator sigurantei structurale si securitatii vietii;
PF2 nivelul de performanta corespunzator intreruperii exploatarii (intreruperea
functionalitatii)
PF3 nivel de performanta corespunzator functionalitatii normale.
Cerintele de performanta pe care trebuie sa le satisfaca cladirea, de natura
calitativa si cantitativa, depind de:
caracteristicile functionale;
gradul de ocupare, reprezentat de numarul probabil de persoane care se pot afla in
constructie la producerea evenimentului seismic;
caracteristicile constructive si structurale.
Pentru verificarea satisfacerii cerintelor de performanta, se considera urmatoarele
niveluri de intensitate seismica corespunzatoare celor 3 niveluri de performanta cerute,
utilizand valorile as de proiectare din Normativ P100/1-2006:
nivelul de siguranta
ag,PF1 = W1 ag
nivelul de intrerupere a functionalitatii
ag, PF2 = W2 ag
nivelul de functionare normala
ag, PF3 = W3 ag
In functie de importanta cladirii si de existenta unor surse de mare risc, nivelurile de
intensitate seismica se obtin dupa cum se vede prin reducerea sau majorarea nivelului de
proiectare, cu un coeficient W. Cerintele raspunsului structural sunt sintetizate in tabelul
2.4.1. In tabel sunt prezentate caracteristicile cinematice, de rezistenta, deplasare,
ductilitate, energie comportare plastica ale raspunsului sistemului structural la actiuni
exterioare - care trebuie insotite de un mecanism avantajos de disipare a energiei prin
articulatii plastice.
Tabel 2.3.1.
Nr. crt
TIP NIVEL DENUMIRE
1. CERINTE DE EFORT (DE REZISTENTA)
Element Eforturi sectionale
Subsistem Forta taietoare de nivel
Sistem Forta taietoare de nive
2. CERINTE DE DEPLASARE
Subansamblu (etaj) Deplasare laterala
Deplasare (rotire) relativa de nivel
Sistem Deplasare la varf
Rotirea fundatiei
3. CERINTE DE DUCTILITATE
Element Ductilitate rotationala
Ductilitate rotationala cumulata
Sistem Ductilitate de deplasare laterala
4. CERINTE DE COMPORTARE PLASTICA
Element Rotire in articulatia plastica
Sistem Pozitiile articulatiilor plastice (configuratia MDE)
5. CERINTE DE ENERGIE Subansamblu (etaj) Energie cinetica
Energie disipata prin histereza
Energie disipata prin amortizare
Sistem Energie de intrare
6. CERINTE CINEMATICE Subansamblu (etaj) Viteze de nivel
Acceleratii de nivel
In continuare, cerintele de performanta se expliciteaza prin criterii referitoare la:
mecanismul structural de disipare a energiei seismice;
cerintele de ductilitate la nivel de element si de ansamblu structural;
cerinte privitoare la evitarea ruperilor cu caracter casant;
limitarea degradarilor nestructurale.
2. 5. MECANISMUL STRUCTURAL DE DISIPARE A ENERGIEI SEISMICE
Acesta este constituit de configuratia articulatiilor plastice care de dezvolta in
elementele structurii, in urma actiunii seismice. In cazul structurilor in cadre din beton
armat, caracterul favorabil al mecanismului de disipare a energiei mobilizat de actiunea
unor cutremure de intensitate ridicata, este asociat cu indeplinirea urmatoarelor conditii:
a. Articulatiile plastice potentiale sunt distribuite relativ uniform pe intreaga structura
si sunt caracterizate prin cerinte de ductilitate redusa, evitandu-se concentrarea
deformatiilor plastice in cateva zone slabe.
Se evidentiaza mecanismul de nivel (nerecomandat) la care stalpii prezinta
deformatii plastice inaintea grinzilor, conducand la cerinte excesive de ductilitate la acest
nivel. Se analizeaza concentrarea energiei de deformare inelastica la nivelul unui etaj al
cladirilor etajate. Pentru structurile de tip forfecat s-a elaborat o metoda de verificare a
energiei induse de miscarea seismica, care sa diminueze riscul concentrarii absorbtiei de
energie la anumite niveluri.
b. Deformatiile plastice se initiaza in sectiunile de la extremitatile riglelor si numai
ulterior pot aparea, cu valori reduse si in stalpi.
Aceasta revine la asigurarea prin dimensionarea si armarea sectiunilor unui surplus
de capacitate portanta pentru elementele verticale in raport cu riglele, respectiv la
verificarea conditiei:
(Minf) + (Msup) 1,2 [(Mgr(-)) + (Mgr
(+))]
Minf, Msup, Mgr sunt momentele capabile ale stalpilor respectiv ale grinzilor.
Cu cat creste deschiderea sau incarcarea grinzilor si in consecinta si armatura de
continuitate, conditia este mai greu de indeplinit. In calculul momentelor capabile ale
grinzilor, se considera rezistente ale armaturilor longitudinale sporite cu 25%.
c. Deplasarile laterale impuse asociate cerintelor de ductilitate sunt suficient de
reduse pentru a nu aparea pericolul pierderii stabilitatii sau pentru a nu spori substantial
efectele de ordinul doi.
Se demonstreaza ca efectul P- poate fi neglijat in cazul deplasarilor relative de
nivel mai mici de 0,01 He. Comentariile SEOAC, arata ca efectele P - sunt importate la
cladirile amplasate in zonele cu seismicitate redusa. Efectele P - sunt semnificative
numai la structurile la care /He 0,02/Rw, unde factorul Rw de reducere a incarcarii
seismice are valori intre 4 si 12, functie de sistemul structural.
2.6. DUCTILITATEA LOCALA
Prin dimensionarea si alcatuirea elementelor structurale se asigura in zonele
plastice potentiale o capacitatea substantiala si stabila de disipare a energiei, fara
reducerea semnificativa a rigiditatii si a capacitatii de rezistenta. Se apreciaza ca la fiecare
nivel rotirea in articulatiile plastice trebuie sa fie sub limita de 3 x 10 - 2 radiani pentru a se
putea asigura in mod practic ductilitatea necesara prin alcatuirea de detaliu.
In proiectarea curenta se admite sa se inlocuiasca verificarea capacitatii de rotire
postelastica a articulatiei plastice cu un criteriu de limitare a inaltimii relative a zonei
comprimate .
=x/ho 0,3
x = inaltimea zonei comprimate;
h0 = distanta dintre fibra cu compresiunea maxima si centrul de
greutate al armaturii intinse
Pentru marirea ductilitatii locale se poate aplica una sau mai multe dintre
urmatoarele masuri:
modificarea sectiunii transversale, in sensul maririi latimii acesteia in zona
comprimata;
in cazul stalpilor, reducerea efortului unitar mediu de compresiune prin marirea
dimensiunilor transversale;
sporirea ariei armaturii din zona comprimata a sectiunii;
reducerea armaturii din zona intinsa a sectiunii;
marirea clasei betonului utilizat;
confinarea betonului din zona comprimata prin armaturi transversale.
2.7. CERINTELE DE DUCTILITATE LA NIVEL DE ELEMENT SI DE ANSAMBLU
STRUCTURAL
Analizele dinamice neliniare ale structurilor la accelerograme date stabilesc
mecanismul efectiv de plastificare a structurii, cu evidentierea ordinii de aparitie a
articulatiilor plastice, a cerintelor de ductilitate in articulatiile plastice si de ansamblu. Prin
conceptia de proiectare se urmareste micsorarea cerintelor locale de ductilitate.
La constructiile in cadre cu unul sau mai multe niveluri relativ slabe, se produce o
concentrare a absorbtiei si disiparii de energie seismica la acele niveluri, cu cerinte de
ductilitate exagerata. La astfel de situatii se poate ajunge si in cazul rezistentei si rigiditatii
constante pe toata inaltimea cladirii, prin degradarea in primele faze ale actiunii seismice a
peretilor de umplutura de la nivelurile inferioare. Se apreciaza ca daca articulatiile plastice
se produc la capetele grinzilor si la baza stalpilor parterului, ductilitatile necesare de
curbura in articulatiile plastice sunt moderate.
Un sistem structural in conceptul stalp puternic - grinda slaba poate fi obtinut prin:
proiectarea stalpilor la momente incovoietoare majorate de cel putin 1,8 ori fata de
valorile obtinute intr-o analiza dinamica elastica la forte seismice de cod (Codul din
Noua Zeelanda);
verificarea conditiei ca pentru oricare nod suma momentelor capabile ale stalpilor sa fie
cu 20% mai mare decat suma momentelor capabile ale grinzilor (Codul ACI);
Avand in vedere factorul de reducere a rezistentelor de 0,7 pentru stalpi si de 0,9
pentru grinzi, factorul de multiplicare devine 1,54.
Park recomanda proiectarea stalpilor avand in vedere o cerinta de ductilitate de
curbura u/y = 20 cand este de asteptat o deformare plastica semnificativa, respectiv
u/y = 10 cand deformatiile plastice in stalpi sunt putin probabil a se produce.
Normativele din California si Noua Zeelanda indica cerinte de ductilitate la nivel de
ansamblu de ordinul u/y = 3 ... 5 pentru cadre ductile.
S-au utilizat notatiile pentru curburi , pentru deplasari laterale la varf, y pentru
limita de curgere, u pentru valori ultime.
Normativele de proiectare antiseismica, chiar daca nu precizeaza valori ale
cerintelor de ductilitate minima in zonele critice, prescriu reguli minimale referitoare la
alcatuirea sectiunilor si elementelor.
Un procedeu aproximativ larg utilizat in proiectarea pentru determinarea cerintelor
de ductilitate, a fost formulat de Clough. Acesta presupune ipoteza ca deplasarile neliniare
sunt egale cu cele obtinute prin analize liniar-elastice.
Caracteristicile betonului si ale otelului au o influenta mare asupra cerintelor de
ductilitate. O crestere cu 8% a limitei de curgere a otelului contribuie la o scadere cu 30%
a cerintelor de ductilitate.
In scopul evitarii penetrarii degradarilor in interiorul nodului, se analizeaza
experimental posibilitatea dirijarii articulatiilor plastice pe lungimea grinzii.
In acest mod se obtine o modificare a raspunsului inelastic in sensul cresterii
sensibile a ductilitatilor necesare pentru grinzi, indeosebi in cazul deschiderilor mici.
Se atrage atentia asupra modificarii cerintelor de ductilitate in stalpi, cand se face
un calcul pe directie oblica si asupra necesitatii de ductilizare a zonelor de mijloc ale
stalpilor.
Pentru cladirile cu pereti structurali din beton armat criteriile de performanta sunt
diferentiate in raport cu alcatuirea acestora.
Peretii in consola se pot clasifica in functie de aspectul lor geometric H/hs sau de
raportul M/Qhs, in care M - momentul incovoietor, Q - forta taietoare, hs - inaltimea sectiunii
transversale. Peretii cladirilor cu peste 10 niveluri se incadreaza in categoria peretilor
medii cu 1,5 Hs/Qhs 3 (0,77 M/Qhs 2) sau inaltimi cu Hs/hs 3 (M/Qhs 2).
La peretii cuplati, gradul de cuplare se exprima prin parametrul A = Nlr/M0, in care
N este diferenta de forta axiala in spaleti, datorita cuplarii, lr este deschiderea de calcul a
riglei de cuplare iar M0 este momentul incovoietor exterior (total). Cuplarea se considera:
- slaba cand A 0,33 (spaleti independenti)
- medie cand 0,33 A 0,67 (apropiata de cadre)
- puternica A 0,60.
Pentru ductilizarea peretilor inalti din beton armat se recomanda prevederea de
etrieri suplimentari de confinare a zonelor comprimate, cand N0/AbetRt 0,12, pe inaltimea
minima 0,6H. Pentru peretii neplanari cu sectiuni in forma de L, Z si nuclee la care raportul
(latime nucleu) / (grosime perete) 10, se recomanda determinarea starii de tensiuni
suplimentare in domeniul elastic, datorita efectului de tub.
Preluarea tensiunilor suplimentare se poate face prin dispunerea de carcase
inclinate de armatura pe inaltimea fiecarui nivel.
2.8. EVITAREA RUPERILOR CU CARACTER CASANT
Prin dimensionarea si alcatuirea elementelor structurale de beton armat se
urmareste evitarea ruperilor premature, cu caracter casant, care impiedica dezvoltarea
mecanismului ales pentru disiparea energiei. Ruperile cu caracter casant se produc:
in sectiuni inclinate provocate de forte de lunecare in lungul unor planuri
prefisurate (rosturi de lucru);
prin pierderea ancorajului armaturilor si degradarea aderentei cu betonul;
prin cedarea zonei intinse armate sub nivelul corespunzator eforturilor de
fisurare ale sectiunilor.
Asigurarea fata de aceste tipuri de rupere va fi superioara in raport cu cea fata de
cedarea la un moment incovoietor cu sau fara efort axial.
Valorile fortelor taietoare si ale fortelor de lunecare care intervin la dimensionare
sunt cele asociate mecanismului de plastificare structural si includ si eventualele efecte de
suprarezistenta. Pentru evitarea ruperilor casante in zonele intinse se adopta procente
minime de armare.
La riglele de cadru care conlucreaza cu placa planseului, momentul de fisurare
poate avea o valoare superioara momentului capabil, ipoteza care trebuie luata in
considerare la evaluarea fortei taietoare de dimensionare a armaturilor transversale.
Normativele de proiectare contin, in sensul celor de mai sus, prevederi constructive
cum ar fi:
interzicerea ancorajului si petrecerii armaturilor in zone cu eforturi mari;
prevederea de etrieri la distante reduse in zonele de inadire a armaturilor.
Incercarile pe modele de stalpi supuse la incercari alternante in domeniul inelastic
au demonstrat necesitatea:
prevederii de etrieri pe zona de petrecere a armaturilor longitudinale avand cu
procent minim de Aetr/a = /20, unde a = distanta intre etrieri, iar este
diametrul armaturilor;
petrecerii pe zonele in care stratul de acoperire este mai gros de 1,75.
Autorii incercarilor arata ca prevederile normativelor sunt corespunzatoare numai
pentru incercari monoton crescatoare, si incercari repetate sub nivelul de 80% din
incarcarile de cedare.
Influenta starii de eforturi din stalpi asupra capacitatii de rezistenta la smulgere a
barelor din noduri a fost studiata experimental tragandu-se concluzia ca intensitatea fortei
axiale din stalpi influenteaza semnificativ degradarea ciclica.
2.9. LIMITAREA DEGRADARILOR NESTRUCTURALE
Obtinerea unei rigiditati suficiente (laterale de etaj si de ansamblu) a sistemului
structural, incat sa se limiteze degradarea elementelor nestructurale este un obiectiv major
al proiectarii cladirilor multietajate. Problema limitarii deplasarilor relative de nivel prezinta
o importanta particulara in cazul Irakului fiind cunoscut faptul ca seismele care apar sunt
mai putin agresive fata de cutremurele romanesti din punct de vedere al cerintelor de
deplasare.
Obiectivele proiectarii antiseismice in ceea ce priveste limitarea degradarilor pot fi
formulate astfel:
(1) Sa previna degradarile nestructurale in cazul cutremurelor frecvente minore
(Starea limita de exploatare sau de serviciu - S.L.S.);
(2) Sa previna degradarile structurale si sa limiteze degradarile nestructurale la
actiuni seismice moderate (Starea limita de pastrare a functionalitatii sau de
reparabilitate - S.L.R.);
(3) Sa evite colapsul sau degradarile structurale severe in cazul cutremurelor
majore, rare (Starea limita ultima - S.L.U.).
Aplicarea practica a acestei filozofii de proiectare intampina dificultati majore din cel
putin doua puncte de vedere: cantitatea si complexitatea calculului si respectiv penuria de
date referitoare la caracteristicile cutremurelor avand diferite perioade de revenire.
Pe de alta parte intervin o serie de cerinte tehnologice pentru alegerea solutiilor
constructive adecvate pentru elementele nestructurale.
In domeniul elementelor arhitecturale, cum sunt inchiderile si finisajele se
mentioneaza urmatoarele cerinte tehnologice:
- greutate redusa;
- sisteme constructive cu montaj rapid;
- legaturi elastice cu structura de rezistenta, care sa permita adaptarea la
deformatiile de ansamblu ale constructiei;
- adaptarea usoara la reteaua de instalatii si echipamente.
Practic, solutiile constructive eficiente pentru inchideri exterioare si compartimentale
sunt realizate din componente usoare executate uzinat, montate cu piese metalice.
Alte cerinte, care influenteaza tehnologiile de executie si montaj se refera la:
demontabilitate (modificare pozitie in timp);
compatibilitate cu componentele instalatiilor;
utilizarea de materiale elastice in zonele de contact cu elementele
structurale.
Astfel de zone, tratate special la nivel de detaliu, sunt:
legatura tavan-pereti;
legatura intre peretii interiori de compartimentare si structura verticala;
intersectiile peretilor de compartimentare.
In cazul structurilor metalice, caracterizate prin deformatii laterale mari fata de cele
din beton armat sunt necesare tehnologii speciale de realizare a componentelor
nestructurale, a legaturilor dintre ele, precum si a legaturilor cu structura.
Pentru ferestre, cerintele specifice se refera la rezistenta la socuri, precum si la o
intretinere facila.
CAPITOLUL 3
SOLUTII CONSTRUCTIVE SI TEHNOLOGICE
PENTRU STRUCTURILE CLADIRILOR MULTIETAJATE
DIN ORIENTUL MIJLOCIU
3.1. ASPECTE GENERALE
Problema fundamentala a sistemelor structurale, este aceea de a prelua
incarcarile de la toate nivelurile constructiilor, de orice provenienta si a le transmite la
teren cu indeplinirea conditiilor de rezistenta, deformatie si stabilitate.
Calculul acestor sisteme trebuie sa fie cat mai exact, datorita faptului ca in
realitate, gradul de precizie poate fi influentat de diversi parametrii aleatori datorati
conditiilor de exploatare, complexitatii sistemului structural sau nonizotropiei
materialelor. Sistemele structurale proiectate nu trebuie sa fie deosebit de sensibile la
variatiile parametrilor de calcul si trebuie sa aiba suficiente rezerve si posibilitati de
redistribuire a eforturilor.
In literatura se recomanda ca proiectarea cladirilor din orientul mijlociu, sa nu se
rezume la calculul cu metodele curente si sa se utilizeze ipoteze si metode de calcul
complexe. Se recomanda efectuarea de verificari experimentale pentru elementele,
subansamblurile sau ansamblurile utilizate in compunerea cladirii respective.
Cele mai utilizate tipuri de sisteme structurale din otel, beton sau mixte, au
subsisteme sau componente comune. Acestea pot fi grupate astfel:
fundatii si infrastructuri;
subsisteme de plansee;
subsisteme rezistente la forte verticale;
subsisteme rezistente la forte orizontale;
subsisteme disipatoare de energie (pentru constructii supuse solicitarilor
dinamice de mare intensitate).
Cele mai utilizate sisteme structurale pentru constructii multietajate din otel si
din beton armat functie de inaltimea lor sunt prezentate de Fintel (fig.3.1).
Sunt prezentate rezolvarile la nivel de ansamblu structural care asigura
rezistenta si rigiditatea structurilor.
In fig. 3.2. se prezinta o sinteza a modului in care se repartizeaza consumul de
materiale pe m2 construit pe subansambluri structurale si se scoate in evidenta
influenta numarului de etaje. Se remarca ponderea de circa 60% a materialelor
rezultate din proiectarea la actiuni orizontale.
In principiu, in orice sistem structural, componentele, indiferent de rolul lor in
preluarea incarcarilor (verticale sau orizontale) conlucreaza si nu se poate spune ca un
sistem este conceput doar pentru incarcarile verticale fara a se implica in preluarea
incarcarilor orizontale si invers. De regula la cladirile multietajate planseele fac parte si
din sistemul de rezistenta la actiuni orizontale. Pentru o mai usoara sistematizare, in
ceea ce urmeaza acestea se trateaza separat. Se vor analiza astfel:
sisteme constructive rezistente preponderent la incarcari gravitationale
(inclusiv planseele);
sisteme constructive rezistente la incarcari orizontale si sisteme disipatoare
de energie.
3.2. STRUCTURI METALICE, DIN BETON ARMAT SI MIXTE
3.2.1. CONSIDERATII GENERALE
Cerintele tehnologice si economice pentru structuri se refera la corelarea
sistemului constructiv si a materialului utilizat, cu posibilitatile tehnice de punere in
opera, in conditiile unor costuri avantajoase pentru beneficiar (analize cost - beneficiu).
Intervine de asemenea si durata de executie, ca factor determinant al eficientei
investitiei.
Sistemele structurale cu utilizare pe scara larga sunt alcatuite din patru entitati
structurale (fig.3.3):
sisteme contravantuite;
cadre cu noduri rigide;
pereti structurali izolati sau cuplati;
tuburi sau combinatii ale acestora.
Din punct de vedere al materialului utilizat se disting trei solutii cu rezolvari
tehnologice specifice:
structuri din beton armat;
structuri metalice cu cadre sau din sisteme contravantuite
structuri mixte alcatuite din subsisteme structurale metalice si din
beton armat.
Studiile realizate recent releva avantajele economice si tehnologice ale solutiilor
din beton armat in domeniul cladirilor de pana la 30 de etaje. Regimul de peste 30 de
etaje apartine in mare parte structurilor metalice si mixte datorita dificultatilor de
realizare a constructiilor din beton armat obisnuit la cotele de peste 100m fata de teren.
Cele de mai sus se aplica structurilor amplasate in zonele seismice.
In fig.3.2 s-au prezentat sistemele structurale eficiente, recomandate in raport cu
numarul de etaje ale cladirilor destinate birourilor. Pana la 15-20 de etaje, este general
acceptat ca sunt avantajoase sistemele in cadre din beton armat. In domeniul cladirilor
cu 20 de etaje, nu poate fi asigurata o rigiditate adecvata decat prin introducerea
peretilor structurali. S-au utilizat astfel de sisteme mixte pana la 50 de nivele. Pentru
inaltimi de 30-35 de nivele s-au adoptat structuri in tuburi realizate din stalpi si grinzi. La
cladiri cu peste 40 de etaje, deformatiile laterale controleaza comportarea constructiilor,
fiind necesare nuclee rigide de tipul tub in tub.
Sunt semnalate mai multe cladiri cu 50 de nivele, realizate in aceasta solutie.
Pentru 70-80 de etaje s-a dovedit avantajoasa varianta cu un tub exterior, cu diagonale
si legaturi care sa realizeze un sistem spatial.
Analize tehnico-economice au fost efectuate asupra structurilor de tip tub cu
diagonale, realizate din beton armat, indicandu-le ca avantajoase pana la 110 nivele,
chiar fata de structurile din otel.
Ca o varianta, s-a dovedit avantajoasa creearea unui nucleu rigid format din mai
multe celule delimitate de pereti structurali din beton armat. Astfel de solutii s-au
executat la cladiri cu 77-80 de etaje cu utilizarea betoanelor de multietajata rezistenta.
Pentru structurile integral metalice analiza tehnico-economica trebuie sa
cuprinda (fig.3.4, 3.11,3.12):
Cladiri cu structura in cadre metalice. Solutia cu structura in cadre metalice este mai
greu de realizat atat in executie cat si in montaj, dar are avantaje din punct de
vedere a disiparii energiei produse de cutremure. Realizarea nodurilor rezistente la
moment incovoietor la pozitie prezinta dificultati tehnologice majore; (fig.3.11)
Cladiri cu structura din metal cu contravantuiri centrice.Aceasta solutie este mai
usor de executat, are o rigiditate mare, dar disipeaza in grad redus energia indusa
de cutremure. Imbinarile se realizeaza preponderent la forte axiale, ceea ce
conduce la solutii de prinderi simple. Structura in cadre metalice cu contravantuiri
centrice este considerata o solutie neindicata in zone seismice, desi are rigiditate
foarte buna la actiunile curente de exploatare. (fig. 3.11)
Cladirile cu structura din metal cu contravantuiri excentrice, reprezinta solutia cea
mai avantajoasa. In aceasta situatie, structura se realizeaza din doua componente
principale:
o parte a structurii preia incarcarile gravitationale prin grinzile planseelor
prinse articulat pe stalpii continui;
o alta parte a structurii se realizeaza din cadre cu contravantuiri excentrice
cu legatura rigida intre diagonale si rigla.
In acest sistem disiparea de energie se realizeaza numai in zonele plastice
prestabilite si anume in legaturile orizontale ale diagonalelor (link-uri) si in stadii
avansate de solicitare, la baza stalpilor. (fig. 3.12)
Rezulta ca structura cu contravantuiri excentrice este solutia cea mai rationala,
imbinand avantajele celor doua sisteme: rigiditatea sistemului cu contravantuiri centrice
cu capacitatea plastica a cadrelor cu elemente incovoiate.
In vederea optimizarii solutiei structurale se pot adopta rezolvari diferite, pornind
de la partiul de arhitectura. Astfel, solutia de baza pentru birouri o constituie sistemul cu
circulatie centrala pe verticala. Ca urmare structura se prezinta sub forma unui nucleu
central, cadre cu contravantuiri si un sistem perimetral gravitational.
In aceste conditii apar rationale trei posibilitati diferentiate pentru locuinte, hoteluri,
birouri si anume:
1. transferarea structurii pe perimetru, realizand structura in solutie de tub
perimetral;
2. antrenarea in lucru, in solutia prezentata si a stalpilor perimetrali, astfel incat,
sistemul sa se realizeze dintr-o structura in cadre plus contravantuiri;
3. antrenarea in lucru a stalpilor perimetrali printr-in sistem de traverse.
Din literatura de specialitate, rezulta ca inaltimea nucleului central de 150m se
situeaza la limita celor doua directii noi de solutii:
- solutia cu structura perimetrala (tub);
- solutia cu nucleul central contravantuit plus stalpi perimetrali.
In cele ce urmeaza, conceptia structurala de ansamblu, este ilustrata prin cateva
exemple.
In cazul turnului Shiga Cultural Park, Japonia, cladirea BMW de 100m inaltime,
pe un nucleu central, sunt suspendate plansee din elemente spatiale prefabricate. (fig.
3.3; 3.4;3.6,3.9)
Subsistemul cu nucleu si stalpi periferici este cel mai justificat din punct de
vedere al executiei fiind solutia cea mai simpla si economica.
La majoritatea cladirilor de acest tip din Europa, ca turnul Nobel si La Defense,
din Paris, turnul Zamansky de la Facultatea de Stiinte de la Hall au Vins si turnul Maine
Montparnasse din Paris - care este cel mai inalt zgarie-nori din Europa - nucleul este
din beton armat iar structura periferica, precum si o parte din plansee sunt din otel.
La turnul Maine Montparnasse, nucleul din beton armat realizat cu cofraj glisant,
a fost turnat in doua etape pentru a rezolva problema curgerii lente a betonului.
Aceasta a permis montarea mai rapida a structurii metalice si a elementelor secundare.
Rezolvarea este mai usoara daca nucleul este realizat din otel cu cadre avand noduri
rigide, cu retele spatiale sau cadre compuse deoarece montajul se poate face in
acelasi timp pe intregul nivel, inclusiv casa liftului si a scarilor.
Una din cele mai zvelte cladiri din orientul mijlociu, realizate in 1967 este John
Hancock Tower (Chicago), la care fenomenele de instabilitate datorate turbulantei
vantului si problemele legate de protectia elementelor de inchidere, a condus la
conformarea structurii cu nucleu central cu rigiditate mare.
Bank of China din Hong Kong realizata in 1989 are o structura spatiala metalica
contravantuita si un nucleu central din beton armat monolit. Acest sistem mixt a condus
la consum de otel cu 50% mai mic decat in cazul variantei integral metalice.
Turnul Lake Point si cele doua turnuri Marina City din Chicago reprezinta
exemple de structuri cu nucleu si stalpi, realizate in intregime din beton armat. In
principiu conformarea structurala este aceeasi. Nucleul central preia solicitarile
orizontale, in timp ce stalpii perimetrali preiau cea mai mare parte a sarcinilor verticale.
Planseele din beton armat sunt considerate ca dale continu sau cu grinzi principale si
secundare.
La Brunswick Building din Chicago, s-a aplicat pentru prima oara principiul
structural “tub in tub”, adica doua nuclee concentrice legate intre ele la fiecare nivel si
care conlucreaza, la realizarea rezistentei si rigiditatii la incarcarile verticale si
orizontale. La One Shell Plaza din Houston, s-a reusit o perfecta armonizare intre
dimensiunile celor doua structuri concentrice care a facut intregul sistem atat de eficient
incat efectele incarcarii laterale din actiunea vantului sa fie neglijabile. O astfel de
solutie necesita stalpi perimetrali amplasati la distante mici.
Pentru a evita ocuparea parterului cu multi stalpi, s-a recurs la o grinda de
distributie care repartizeaza incarcarile verticale pe un numar redus de stalpi.
In mai multe cazuri s-a adoptat o legatura rigida sub forma de dala sau grinzi de
cuplare de acoperis, care uneste elementele verticale, nucleu si stalpi intr-o singura
structura foarte rigida, adecvata pentru inaltimi importante. Stalpii periferici, distribuiti
astfel incat sa nu formeze un tub, preiau eforturile axiale indirecte de compresiune si
intindere generate de actiunea vantului.
Legaturile rigide intre nucleu si stalpii exteriori, in afara de faptul ca sporesc
rigiditatea si rezistenta laterala a constructiei, reduc si deformatiile diferentiale datorate
diferentei de temperatura intre stalpii exteriori expusi si peretele nucleului, care are o
temperatura controlata.
3.2.2. STRUCTURI DIN ELEMENTE COMPUSE
Din punct de vedere tehnologic, domeniul cladirilor cu pana la 25 etaje, este
acoperit de solutii realizate din:
beton armat monolit;
beton armat in elemente prefabricate;
materiale asociate.
Solutiile constructive cele mai eficiente pentru plansee sunt cele cu elemente
compozite, care permit simplificarea tehnologiilor de cofrare, de sustinere a cofrajelor,
de imbinare precum si scurtarea duratei de executie.
Subsistemele, care trebuie sa aiba o ductilitate si o rigiditate semnificativa la
solicitari de tip seismic, se realizeaza in mod curent din beton cu armatura rigida.
Astfel stalpii si bulbii peretilor structurali s-au realizat din profile laminate cu
sectiuni T,U,L asamblate prin sudura respectandu-se principiile de calcul, alcatuire si
executie ale constructiilor metalice, inglobate in beton armat.
In Japonia aceste tehnologii sunt definite prin reglementari tehnice specifice, si
se aplica la majoritatea cladirilor cu 20-25 etaje.
Pentru sistemele cu pereti structurali, solutia prefabricata s-a aplicat pe scara
larga la cladiri cu 20-25 etaje, amplasate in zone cu seismicitate redusa. Dificultatile
tehnologice legate de realizarea unor imbinari de continuitate a facut ca la inaltimi de
peste 20 etaje sa se prefere solutiile constructive care combina tehnologia betonului
monolit cu cea a prefabricarii (nuclee monolit + pereti din panouri prefabricate).
Elementele compozite contin in sectiunea transversala mai multe materiale care
conlucreaza ca o sectiune unica.
Conceptul s-a extins si la asocierea elementelor prefabricate cu elementele
realizate monolit, formand un element mixt, cu caracteristici structurale avantajoase.
In prezent se utilizeaza pe scara larga urmatoarele asocieri:
beton armat monolit + beton armat in elemente prefabricate (cu sau fara
precomprimare);
beton armat (monolit sau prefabricat) + profile din otel.
Elementele compuse pot alcatui grinzi cu sectiunea plina sau cu zabrele, stalpi
metalici cu sectiunea inchisa, umpluti cu beton, stalpi metalici cu sectiunea deschisa
inglobati in beton, s.a.
Se considera ca grinzile din beton armat cu armatura rigida nu se includ in
categoria elementelor compuse. In literatura de specialitate de data recenta nu se face
insa o delimitare a acestui tip de sectiune fata de sectiunile compozite, betonul armat
cu armatura rigida fiind analizat in cadrul unui concept unic.
In conceptia americana, elementele compozite sunt alcatuite dintr-un element
executat in alta pozitie sau loc decat cea de punere in opera (prefabricat, uzinat),
conlucrand cu unul sau mai multe straturi de beton turnat pe santier.
Avantajele tehnico-economice ale asocierilor mentionate mai sus, rezulta din
insusi modul de grupare a materialelor in sectiunea transversala si va fi tratat separat
pentru fiecare tip de element.
Grinzile compuse “otel+beton” au o utilizare larga la structuri multietajate cu
deschideri de 6-12m pentru cladiri administrative si social-culturale.
Fata de structurile integral metalice, se apreciaza ca in domeniul deschiderilor
mari, adoptarea sectiunii mixte conduce la o reducere a consumului de otel cu 20%.
Prin utilizarea procedeelor de pretensionare si postensionare a elementelor metalice,
reducerea consumului de otel poate ajunge si la 50%.
Zonele monolite sunt motivate de necesitatea legaturilor intre elementele
prefabricate.
Asocierea elementelor prefabricate cu betonul armat monolit sub forma de
suprabetonare, din care rezulta un element cu rigiditate si capacitate de rezistenta in
sectiunile critice sporita, raspunde atat exigentelor serierii elementelor cat si conformarii
ansamblului. Sunt cunoscute implicatiile pe considerente tehnologice si de montaj ale
adoptarii elementelor compuse cum ar fi:
- reducerea cofrajelor sau sustinerilor;
- diminuarea greutatii elementelor prefabricate.
Deosebit de favorabila din punct de vedere constructiv si al sigurantei la
actiunea seismica, apare existenta suprabetonarii grinzilor pentru realizarea imbinarii
elementelor secundare pe inaltimea elementului principal si pentru realizarea unei
continuitati pentru saiba de acoperis sau planseu.
Existenta suprabetonarii ofera de asemenea posibilitatea asezarii unor armaturi
in lungul grinzii, corespunzator solicitarilor efective in diferite sectiuni.
Cladirile examinate dupa cutremure, ca si cercetarile experimentale confirma
mentinerea conlucrarii grinzii cu suprabetonarea, chiar in stadii avansate de solicitare.
Intr-o conceptie practica si economica, etrierii din grinda, mai bine zis prelungirile lor in
afara grinzii, indeplinesc si functiunea de conectori. De obicei, necesarul de conectori si
de etrieri, au valoare maxima pe aceleasi intervale ale grinzii.
Conlucrarea grinzii cu placa se realizeaza atat la incarcari verticale cat si la
incarcari in planul planseului.
Pentru deschideri de 12 18m s-a adoptat solutia din fig.3.5 la care armatura
din suprabetonare asigura continuitatea imbinarii grinda-stalp.
In S.U.A., armatura din suprabetonare este ancorata in stalp prin intermediul
unor piese inglobate cu bucle .
In domeniul planseelor pentru locuinte la care considerente de izolare fonica
(masa min. 350kg/m2) si structurale au condus la necesitate unor grosimi de 13-15cm,
s-a extins utilizarea solutiei cu predale. Partea dominanta din grosimea sectiunii de
beton este cea monolita, predala reprezentand circa o treime din grosime .
In predala prefabricata se introduc si armaturile din camp pentru preluarea
momentelor incovoietoare pozitive, deci manopera pentru montajul lor se muta de la
santier la atelierul de productie. In predala, datorita grosimii reduse se mai pot practica
cu usurinta unele goluri la fata locului.
De subliniat ca predalele nu necesita pentru montaj utilaje grele.
Predalele cu dimensiuni in plan mai mici de 2,4m se considera usor de
manipulat si montat pentru cladirile multietajate. La dimensiuni mai mari, sunt necesare
rigidizari cu ferme metalice ancorate in predala. Grosimea minima a predalelor este
conditionata de ancorarea armaturilor si tolerantelor de montaj ale acestora. Grosimea
placii de 5cm se considera minima.
Cand dimensiunile in plan ale placii impun realizarea din doua bucati dupa una
din directii, respectiv dupa cea mai putin solicitata, armatura de rezistenta se inadeste
in rostul dintre cele doua predale printr-o plasa dispusa la baza suprabetonarii.
Acelasi sistem se foloseste si pentru inadirea armaturii de repartitie la predalele
armate pe o singura directie.
In cazul continuitatii pe reazeme, momentele negative sunt preluate prin calareti
dispusi in suprabetonare. La alcatuirea imbinarilor elementelor prefabricate de planseu
se au in vedere urmatoarele principii:
transmiterea prin imbinari a eforturilor normale si tangentiale sa se faca
evitand concentrarile mari de eforturi;
transmiterea eforturilor de intindere sa se faca exclusiv prin armaturi
inadite prin sudura sau bucle;
transmiterea eforturilor tangentiale intre panouri si imbinari sa se faca prin
alveole, praguri si bare de otel beton.
In domeniul grinzilor metalice care conlucreaza cu placile realizate prin
suprabetonare se mentin avantajele structurale si tehnologice aratate anterior la placi.
Ansamblul de planseu cu grinzi metalice poate avea alcatuirile din fig.3.5:
grinzi metalice cu suprabetonare din beton turnat monolit sau cu placi
prefabricate;
grinzi cu predale si suprabetonare;
grinzi cu panouri din tabla cutata si suprabetonare.
3.2.3 PRINCIPII DE ALCATUIRE CONSTRUCTIVA
In principal, solutia mixta de placa se bazeaza pe utilizarea panourilor din tabla
cutata avad profilaturi. Fetele panourilor din tabla pot fi prevazute cu nervuri, alveole,
striuri. Aceste amprente obtinute prin laminare contribuie la conlucrarea favorabila cu
betonul, cu efect direct asupra rigiditatii. In ceea ce priveste comportarea in domeniul
inelastic, aceste amprente nu favorizeaza redistribuirea eforturilor, cedarea avand un
caracter casant. Din aceste considerente afectul amprentelor nu se introduce in calcul.
O alta solutie de marire a gradului de conlucrare cu betonul este prevederea din
loc in loc, perpendicular pe cutele tablei, a unor elemente de rigidizare sub forma unor
fasii, eventual perforate.
O solutie de data mai recenta este cea cu conectori din tabla indoita, prinsi cu
suruburi la placa suport. Se recomanda a fi utilizata in zonele de rezemare a placilor pe
grinzi. Tot pentru aceasta zona exista numeroase tipuri de tije cu cap, sudate prin
contact prin strapungerea tablei (grosime maxima tabla 1,25mm).
Ca pozitie, cutele tablei pot fi orientate pe directia grinzilor principale,
asigurandu-se legatura rigida intre placa si grinda pe aceasta directie. Contactul tablei
cutate cu grinzile secundare se realizeaza numai prin intermediul cutelor, printr-o
continuitate partiala, placa-grinda.
Pentru placa de beton se pun urmatoarele conditii constructive si tehnologice:
grosimea minima a stratului de beton de deasupra cutelor tablei: 50mm
diametrul maxim al agregatelor: o patrime din dimensiunea miinima in
care trebuie sa patrunda betonul;
armarea in camp si pe reazeme: conform cu prevederile specifice placilor
din beton armat;
grosimea minima a stratului de acoperire: 20mm.
Functie de alcatuirea placii, se realizeaza diverse grade de conlucrare cu grinda
metalica.
Conectorii au fost incadrati in doua categorii, in raport cu capacitatea de
transmitere a eforturilor de la grinda la placa:
- conectori rigizi;
- conectori flexibili.
La grinzile cu deschideri mari s-a extins utilizarea unor conectori de tip dorn cu
cap ingrosat sudati prin arc electric. Prin prevederea unei frete din sarma de otel de 3-
4mm grosime, capacitatea portanta ultima este marita cu 20%. Legatura placilor
prefabricate cu talpa grinzii prin intermediul buloanelor de multietajata rezistenta
pretensionate este deosebit de avantajoasa, insa implica realizarea elementelor
prefabricate din beton cu tolerante de aceeasi marime ca a elementelor metalice.
Tendintei de ridicare a placii de pe talpa grinzii, in stadii avansate de deformare
i se opun sudurile conector-grinda, care in general nu au o calitate superioara fiind
executate pe santier.
S-au lansat de asemenea o serie de solutii de prindere a conectorilor din tabla
indoita la rece, cu suruburi autofiletante sau bolturi impuscate, solutii potrivite cand
talpile grinzilor au o grosime mai mare de 8mm.
O serie de cercetari recente au scos la iveala o reducere substantiala a
rezistentei legaturilor conector-grinda in cazul elementelor supuse la vibratii, sau cand
fortele de lunecare isi schimba continuu marimea si directia.
In prezent se constata o tendinta de utilizare a grinzilor compuse din profile
laminate la cald si beton monolit (fig3.5).
Avantajele acestor solutii fata de solutiile traditionale sunt urmatoarele:
betonul de la nivelul conectorilor este confinat si se asigura un transfer
adecvat al fortei verticale de la profil la etrieri prin diagonale de beton
comprimat;
intinderile din incovoiere sunt preluate atat de armaturile longitudinale cat si
de profil.
Sistemul necesita insa sustineri intermediare ale profilului.
Solutia este recomandata a fi utilizata la structuri cu deschideri mici.
Alta categorie de grinzi cu sectiune compusa se bazeaza pe folosirea profilelor
laminate la cald de tip I:
a) cu inglobarea talpii superioare a profilului in beton;
b) cu inglobarea totala profilului in beton.
Adoptarea solutiei mixte la plansee conduce la urmatoarele avantaje fata de
solutiile integral metalice echivalente:
se reduce consumul de otel cu 50-60%;
se realizeaza o mai buna izolare acustica a planseelor;
se obtine o marire a rigiditatii si rezistentei la actiuni exceptionale
(coliziuni, explozii);
se obtine o rezitenta la foc imbunatatita;
se realizeaza o durabilitate superioara la factori agresivi.
In comparatie cu placile realizate din beton armat in solutie traditionala se obtin
de asemenea, avantaje cum ar fi:
inaltime si o greutate mai redusa;
eliminarea cofrajelor si sustinerilor;
simplificarea armarii placii;
ductilitate imbunatatita;
durata de executie mai scurta.
3.3. SISTEME CONSTRUCTIVE ORIZONTALE - PLANSEE
Structurile orizontale sunt considerate cu cea mai mare pondere la formarea
pretului cladirilor din orientul mijlociu.
Desi planseele constructiilor multietajate nu difera substantial de acelea ale
constructiilor curente, sunt cateva aspecte de care trebuie sa se tina seama la
selectarea solutiei de planseu pentru a se diminua pretul constructiei:
greutatea proprie a planseului; rational este sa se execute cu greutate
proprie redusa avand in vedere numarul mare de plansee, pentru a se
permite reducerea dimensiunilor elementelor structurale verticale si a
fundatiilor si pentru a putea dispune de deschideri mai mari intre stalpi;
capacitatea planseului de a suporta solicitarile relativ mari din incarcari
temporare in timpul executiei;
eliminarea unor operatii de ancorare, sustineri monolitizari la pozitie, pe
lunga durata.
Tendinta actuala este aceea de a folosi plansee cu deschideri mari, realizate in
special cu elemente principale din otel, pentru a permite posibilitatea de creare de
partiuri flexibile.
Structurile planseelor pot fi realizate folosind elemente din otel si beton armat in
diverse combinatii. Acestea sunt conditionate, bineinteles, de sistemele structurale in
ansamblu, dar in toate cazurile sunt o combinatie de placi, grinzi secundare si grinzi
principale. Elementul caracteristic pentru intreaga gama de structuri de plansee este
placa, a carei grosimi si armaturi sunt dependente de deschidere, incarcari si conditii
de rezemare.
Tipurile de placi utilizate pentru plansee din beton armat, otel sau combinatii ale
acestor materiale sunt:
placi care lucreaza pe doua directii;
placi care lucreaza pe o singura directie;
placi cu nervuri.
La rezolvarea diferitelor tipuri de placi, se acorda o mare importanta integrarii in
structura a instalatiilor mecanice si electrice; alegerea tipului de planseu se face astfel
ca aceasta sa fie adecvat includerii instalatiilor in grosimea planseului.
Integrarea cablurilor, tuburilor si conductelor de instalatii in planseu, se face in
una din variantele urmatoare:
planseele cu grinzi cu zabrele la care conductorii si conductele trec
prin zabrele; reprezinta o solutie tipica planseelor metalice cu
deschideri mari;
la planseele cu nervuri se prevad gauri in inaltimea acestora (in
special a celor metalice) pentru trecerea conductelor si circuitelor
electrice;
la planseele cu placa de grosime redusa, conductele si cablurile se
suspenda la intradosul acestora si se acopera; solutia este tipica
placilor din beton armat, de deschideri mici.
3.3.1. STRUCTURI DE PLANSEE DIN BETON ARMAT
Se utilizeaza betonul cu agregate obisnuite sau cu agregate usoare, armat sau
precomprimat, monolit, prefabricat sau monolit combinat cu prefabricat. La aprecierea
avantajelor si dezavantajelor acestui material concura mai multi factori cum ar fi
greutatea proprie, capacitatea de izolare termica si fonica, amortizarea vibratiilor,
rezistenta la foc, durabilitatea, rigiditatea, capacitatea de punere in opera, pretul si
durata de executie.
In bibliografia consultata se prezinta diferite solutii, ca de exemplu:
a) Placi cu grosime constanta, lucrand pe o directie sau doua, cu grosimi de
10cm - 25cm si cu deschidere de 2m - 8m
avantaje:
inaltime minima de etaj;
grosime minima a planseului ;
intrados neted;
adaptari simple la denivelari de reazeme;
flexibilitatea pentru instalatii;
dezavantaje:
greutatea proprie mare influentand dimensiunile stalpilor si fundatiilor;
deschideri relativ mici;
deformatii (sageti) relativ mari;
aplicatii la hoteluri si apartamente si mai putin frecvent la cladiri de birouri.
Exemple: Lake Point Tower, Chicago 71 de etaje de apartamente; Concordia,
Köln, 48 etaje, apartamente; Hotel Hradec Kralove (Cehoslovacia).
b) Plansee din beton cu nervuri dese, incluse in grosime
Sunt structuri cu placi relativ subtiri din beton turnat monolit, cu spatii mici
inchise, de regula cu nervuri, care pot fi dispuse in cofraj, la turnare.
Se pot realiza nervuri pe o directie sau doua (plansee casetate). Planseele cu
nervuri pe o directie sunt in general prefabricate. Nervurile planseelor casetate se fac
cu cofraje din lemn, mase plastice, azbociment, metalice.
In Marea Britanie se folosesc plansee casetate de 30-50cm inaltime, pentru
deschideri de 6-16m, si plansee cu nervuri pe o directie cu inaltimi de 20-50cm, si
deschideri de 4,5 - 13,5m.
In S.U.A. planseele au grosimi de ordinul 15-61cm, pentru plansee monolite, 51-
100cm pentru plansee prefabricate, cu deschideri de la 8 la 14m. Prin precomprimarea
nervurilor, deschiderile cresc cu 50%.
avantaje:
indicate la deschideri mari si medii si permit trecerea, prin gauri
practicate in nervuri, a unor conducte si conductori;
greutate proprie relativ redusa (pentru plansee din beton);
rigiditate suficienta pentru a prelua si sarcini orizontale;
dezavantaje:
solutiile prefabricate sunt sensibile la denivelari ale suprafetelor de
rezemare;
nu pot fi adaptate usor la forme neregulate;
intradosul se finiseaza costisitor
aplicatii:
cladiri publice si comerciale.
Exemple: cladirea de birouri BASF Ludwingshafen; One Shell Plaza, Houston,
Texas; Cladirea CBS, New York.
c) Plansee alcatuite cu grinzi si placi
Se realizeaza din placi de beton de 10-18cm grosime rezemate pe grinzi
distantate la 3-8m. Se utilizeaza inaltimi de grinzi de cel putin 1/20 - 1/15 din
deschiderea planseului.
Problemele create de inaltimea relativ mare a grinzilor sunt rezolvate diferit.
Astfel la cladirile de locuit, cu grinzile plasate pe linia peretilor despartitori intradosul
este la acelasi nivel cu buiandrugii. In alte situatii inaltimea grinzilor poate fi redusa prin
precomprimare.
Planseele cu grinzi si placi prezinta urmatoarele:
avantaje:
sunt potrivite pentru deschieri mari;
se adapteaza usor la diferite forme ale cladirilor ca si diferitelor
amplasamente in plan;
au o greutate relativ redusa (pentru plansee de beton).
dezavantaje:
grosimea mare a planseelor;
dificultati la cofrare.
aplicatii:
cladiri de birouri comerciale si pentru apartamente.
Exemple: Toronto City Hall; cladirea de birouri Telefunken, Berlin.
3.3.2. STRUCTURI DE PLANSEE CU GRINZI METALICE
Elementul caracteristic al intregii structuri de planseu este placa planseului.
Materialele folosite pentru placi sunt:
- blocuri ceramice
- beton armat, monolit sau prefabricat
- platelaj metalic cu suprabetonare.
Betonul armat are functiunea de a prelua incarcarile in mod direct, avand in
acelasi timp si o functiune de uniformizare a acestor incarcari.
De asemenea contribuie la izolarea fonica si are un rol important la izolarea la
foc. Din aceste considerente comportarea structurii compuse (mixte, din otel si beton)
cu placa din beton si grinzi metalice este buna, sistemul fiind in acelasi timp si rigid si
economic. Se utilizeaza pentru deschideri si incarcari mari. Functie de elementul
propriu-zis al placii, planseele metalice, cu alcatuiri compuse pot fi:
a) Plansee metalice cu placi din blocuri ceramice .
In principiu, corpurile ceramice se aseaza pe grinzisoare din metal relativ mici
(pana la 60cm) si se betoneaza deasupra. Ca structura se comporta ca placile care
lucreaza pe o singura directie.
avantaje:
simplitate de executie;
nu necesita utilaje grele pentru montaj;
izolarea acustica buna.
dezavantaje:
greutate mare;
manopera costisitoare;
imposibilitatea practicarii de goluri pentru conducte si conductori.
b) Plansee metalice cu placi din beton armat monolit
Placile din beton sunt turnate la pozitie pe talpile superioare ale grinzilor
metalice inglobandu-le cu ajutorul unor cofraje refolosibile. Grosimea placii depinde de
deschiderea de calcul si incarcari - variind intre 1/30 si 1/15 din deschidere. Au in
general grosime constanta, dar pot fi si ingrosate in dreptul grinzilor sau eventual se pot
inchide, alcatuind un profil compus, avand o comportare de BAR, pentru a le proteja la
foc sau de agenti agresivi. Armatura poate fi din plasa sudata sau tabla cutata prin care
se realizeaza si cofrajul. Legatura intre metal si beton se asigura cu conectori.
avantaje:
utilizare simpla in orice forme geometrice si neregularitati precum si
inaltimi diferite de grinzi;
usurinta la realizarea conlucrarii intre metal si beton (intre placa si
grinda);
rigiditate mare in plan orizontal si vertical;
procente scazute de armare a placii, datorita continuitatii pe
reazeme.
dezavantaje:
consum mare de manopera pe santier, pentru cofrare, armare,
betonare si decofrare;
durata mare de realizare si sensibilitate fata de starea timpului, ca la
orice proces umed in santier;
corelare dificila intre rapiditatea cu care se realizeaza structura
metalica si intarzierea cu care se executa betonarea.
c) Plansee metalice cu placi prefabricate din beton
Aceste placi se monteaza pe grinzi metalice. Spatiile intre grinzi, variaza intre
1,2m si 9m si trebuie sa fie corelate de tipul de placa utilizata. Rosturile longitudinale
ale placilor sunt plasate - de obicei - pe grinzile metalice astfel ca placile lucreaza ca
simplu-rezemate.
In principiu se folosesc doua tipuri de placi prefabricate:
- asa numitele “placi tipizate” care avand utilizari multiple nu pot fi
specializate si cu care nu se pot realiza structuri compuse otel beton optimizate;
- placi speciale pentru constructii compuse otel-beton;
marimea acestora este special aleasa pentru fiecare utilizare, realizand optimul din
punct de vedere al reducerii numarului de rosturi, al gabaritului de transport, al
dimensiunilor de montaj, etc.
Conlucrarea intre grinzi si placi se realizeaza prin intermediul unor conectori,
care pot fi sudati pe talpa grinzilor sau prin suruburi de multietajata rezistenta care
transfera prin frecare fortele orizontale de lunecare, la placa.
avantaje:
cand grinzile metalice si prefabricatele de beton sunt
compatibile, viteza de executie este maxima;
montaj simultan al prefabricatelor din beton si metal;
independenta fata de starea vremii.
dezavantaje:
planseele cu forme neregulate nu se pot realiza cu prefabricate
de serie mare;
prefabricatele tipizate nu pot forma, de cele ai multe ori,
structuri compozite (in general acestea se pot folosi la parcaje,
care avand forme simple si regulate, le pot incorpora).
d). Plansee metalice cu placa din beton cu platelaje de otel.
Se utilizeaza trei categorii de platelaje de metal:
Tabla cutata plana avand cute mari, special realizata pentru plansee
(grosime 1-2,5mm, inaltimea cutelor 40-80mm, deschideri 1-4m);
Tabla cutata din otel cu ondule mici, realizata curent (grosime 0,6 - 1,5mm,
inaltime - ondule 40-80mm, deschideri 1-4m);
Tabla plana amprentata.
Incarcarile capabile ale panourilor din tabla cutata sunt influentate de inaltimea
profilelor, grosimea tablei, schema statica si gradul de conlucrare tabla-beton. Cateva
ranforsari sunt totdeauna necesare pentru a se prelua momentele negative pe
reazeme, efectele din temperatura si schimbarile de volum, sau din ratiuni de siguranta
la foc. Utilizarea panourilor din tabla cutata, exclusiv drept cofraje pierdute, scade din
avantajele economice conferite de conlucrare.
Tabla este prinsa de grinda prin intermediul cordoanelor de sudura sau cu bolturi
impuscate.
avantaje:
rapiditate de executie;
simplificarea platformei de lucru care este chiar viitorul planseu.
dezavantaje:
costuri sporite ale materialelor;
necesitatea unei protectii anticorozive suplimentare;
necesitatea protectiei structurii metalice la foc.
Grinzile de planseu utilizate, difera functie de incarcari, deschidere, rigiditate,
inaltimea structurii, conductele care se traverseaza gradul siguranta la foc precum si de
sistemul de montaj adoptat.
Tipurile uzuale de grinzi de planseu sunt:
grinzi laminate: care constituie un sistem simplu din punct de vedere al procurarii
dar are deschideri si suprafete aferente limitate;
grinzi I din tole sudate. Se utilizeaza cand laminatele nu asigura sectiunea
necesara. Au avantajul ca permit crearea de goluri in inima;
grinzi cu zabrele. Sunt preferate cele cu bare tubulare fara gusee. Sunt indicate
pentru deschideri mari si pentru plansee multietajate cu multe conducte inglobate;
grinzi Vierendel simple sau combinate cu grinzi cu zabrele. Utilizarea lor este
indicata cand planseul este inalt, cu incarcari mari sau cu etaj tehnic. Datorita
momentelor incovoietoare mari din noduri pot fi contravantuite, unele panouri
devenind o combinatie Vierendel - grinda cu zabrele;
grinzi expandate. Se bazeaza pe o tehnologie eficienta de taiere. Se decupeaza
trapeze in inima profilului I, se decaleaza si se sudeaza. Fara aport de material,
grinda are o rigiditate si o capacitate portanta sporita, precum si goluri pentru
conducte. De obicei rezulta avantajos sa se proiecteze in ipoteza de conlucrare cu
placa planseului.
grinzi cu montanti. Acest sistem este folosit pentru a reduce greutatea planseelor si
foloseste montanti cu elemente de legatura intre placa si grinda principala. Sistemul
se compune din montanti, cu lungime de 1,5 - 2m, la intervale de 1,5 - 2m. In
ansamblul lui, sistemul lucreaza ca o structura compusa otel - beton cu o rigiditate
mare si cu spatii libere pentru tubulaturi;
plansee rigidizate. Acest sistem a fost folosit la apartamente sau incaperi la hoteluri.
Desi acesta nu este un planseu cu grinzi sau nervuri, fiind de fapt un etaj intreg
contravantuit, el este totusi o structura importanta pentru preluarea sarcinilor
gravitationale la constructiile multietajate. Rigidizarile permit realizarea unor spatii
fara stalpi cu deschideri mari ale planseelor, intre talpile inferioare si superioare a
rigidizarilor fiind posibila amplasarea unor etaje tehnice.
3.4. SISTEME CONSTRUCTIVE VERTICALE
In cadrul acestui subcapitol se analizeaza elementele verticale care preiau
incarcarile gravitationale de la plansee si se incarca intr-o anumita masura si cu sarcini
orizontale. Din aceasta grupa restransa, fac parte numai stalpii, peretii portanti, tirantii
verticali, grinzile de transfer si consolele.
3.4.1. STALPII
Sectiunea transversala este determinata de materialul utilizat, suprafata
aferenta, numarul etajelor, incarcarile utile si permanente.
Materialele utilizate sunt: otelul, betonul, BAR-ul, otelul + beton (stalpi tubulari
din otel, umpluti cu beton armat).
a) Stalpii din otel pot avea forme diverse, fiind alcatuiti din profile laminate,
combinate in diverse forme. Sectiunile se pastreaza constante pe 2-3 etaje si
antreneaza modificari ale eforturilor capabile. Schimbarea capacitatii portante se
face prin reducerea grosimii laminate sau a marcii otelului, dar detaliile se
pastreaza aceleasi.
b) Stalpii din beton pot avea forme diverse, in general simple.
Dimensiunile lor se pastreaza constante pentru a realiza o uniformitate de
dispunere si o maxima refolosire a tiparelor pe o mare parte a inaltimii, reducandu-se
eventual sectiunile etajelor superioare. Pentru ca la etajele inferioare ale unei
constructii foarte multietajate, stalpii tind sa aiba sectiuni mari, reducand in consecinta
spatiul util, se prefera stalpi circulari fretati (dar care aduc probleme importante legate
de comportare si conformare structurala).
Ca alternativa s-au impus insa si stalpii din BAR.
c) Stalpii din beton armat cu armatura rigida BAR. Aceasta solutie se va alege
in cazul in care capacitatea de rezistenta oferita cu armaturi sub forma de bare
rotunde nu asigura cerintele (la un consum mare de materiale, o manopera si un
cost ridicat) ducand la procente de armare ce depasesc cu mult maximul
admisibil. Aduc probleme legate de montarea profilelor rigide dar au avantajul
suplimentar al unei bune protectii la foc.
d) Stalpii din beton cu camasa de otel asigura o buna confinare a betonului
armat, dimensiuni si suprafete nete “curate”.
3.4.2. PERETII STRUCTURALI DIN BETON ARMAT
Sunt elemente verticale, de obicei planare cu rigiditate si capacitate de
rezistenta mare. Sunt astfel pozitionati incat sa asigure atat o functie structurala dar in
acelasi timp si una arhitecturala. Peretii portanti sunt realizati din beton armat (monolit
sau prefabricat) si pot fi pereti structurali izolati (necuplati, individuali) sau pereti
structurali cuplati (alcatuiti din doi sau mai multi montanti cuplati prin intermediul unor
rigle de cuplare, in general scurte). Grosimea inimii acestora depinde de intensitatea
fortelor seismice (respectiv fortelor taietoare de nivel) iar cantitatile de armatura
necesare (longitudinale si transversale) rezulta din calcule in ipotezele de comportare
stabilite.
Se pot defini ca elemente structurale plane verticale, cu sau fara goluri.
Rigiditatea lor este redusa intr-o anumita masura datorata lunecarilor si eforturilor de
intindere, precum si rigiditatii reduse a riglelor de cuplare.
Structurile cu pereti structurali s-au impus datorita avantajelor sub aspectul
consumului de otel si al posibilitatii unei executii mai rapide cu procedee industrializate
de cofrare, armare si punere in opera a betonului. Avantajele cresc cu numarul de etaje
aplicandu-se masuri cum ar fi:
utilizarea betoanelor de marci superioare cel putin la nivelurile de baza
(solutie aplicata si la hotelul Intercontinental din Bucuresti, care are 24 de
niveluri si o inaltime de 88m);
reducerea greutatii proprii a elementelor structurale din beton prin folosirea
agregatelor usoare; peretii structurali realizati cu agregate usoare au
avantaje si in ceea ce priveste termoizolarea fara alte straturi.
Peretii structurali din beton in diferite solutii de armare si de confectionare a
betonului reprezinta o solutie utilizata frecvent la cladirile cu destinatia de hoteluri,
locuinte si birouri, avand 20-80 niveluri (ex. Water - Tower Inn si Lake Point, Chicago -
77 niveluri, respectiv 71 niveluri; Peugeot - Buenos Aires, 63 niveluri; M.L.C. Center -
Sydney, 62 niveluri).
Peretii structurali se dispun sub forma de (fig. 3.6; 3.9)
(a) fagure (retea deasa)
(b) celule (retea rara)
Solutia de “celule” conduce la consumuri de otel cu 10-15% mai mari ca la
solutia “fagure”, avand insa avantaje functionale
(c) nuclee (tuburi), obtinute prin gruparea peretilor structurali
In cladiri de birouri sau comerciale, unde sunt necesare spatii libere, cele mai
multe compartimentari sunt amovibile si temporare, deci nu pot fi pereti structurali. Pe
de alta parte, in aceste cladiri si functiunile utilizatorilor sunt grupate in unul sau mai
multe nuclee, care se rezolva cu pereti cuplati. Aceste nuclee includ, ascensoare, scari,
camere tehnice cu mecanisme de actionare, tubulaturi, grupuri sanitare, camere de
serviciu sau diferite coloane interioare. O tendinta a arhitectilor este de a micsora cat
se poate aceste spatii, pentru a mari suprafetele utile. Cu toate acestea, nucleele
respective ocupa aproximativ 20-25% din suprafetele de etaj si sunt pe toata inaltimea
constructiei constituind o posibilitate potrivita pentru a fi alcatuite din pereti structurali.
O alta tendinta este de a amplasa peretii structurali pe conturul exterior, in zonele fara
ferestre sau cu goluri putine.
Adesea peretii portanti si diafragmele au goluri si strapungeri astfel incat
comportarea lor in structura devine intermediara, intre cadre si diafragme. Acestea sunt
asa numitele structuri “tub”.
Pentru constructiile multietajate cu destinatie de apartamente si de hoteluri,
dezvoltarea nucleului central nu este necesara si nici fatadele nu sunt disponibile
pentru peretii structurali, ramanand posibilitatea ca peretii sa fie amplasati in interior in
zona ce delimiteaza apartamente sau grupuri de camere. De mentionat ca peretii
structurali au si un rol important in confortul locuintei, fiind un bun izolator fonic.
Pentru realizarea structurilor s-au folosit tehnologiile betonului armat monolit si
ale sistemelor prefabricate, avand in vedere:
a) betonul monolit are avantajul continuitatii; se folosesc tehnicile de turnare cu cofraj
glisant sau panouri de cofraj metalice de dimensiuni mari:
b) betonul prefabricat sub forma de panouri mari este economic ca durata in executie
(manopera redusa pe santier) si montaj; legaturile de continuitate se realizeaza prin
suprapunerea sau sudarea armaturilor si turnarea monolizarilor sub forma de stalpi
sau bulbi.
Panourile mari utilizate pentru realizarea peretilor structurali se realizeaza cu o
profilatura pe contur, pentru a mari capacitatea portanta la lunecare.
O serie de aspecte structurale si tehnologice au limitat utilizarea panourilor mari
la cladiri cu cel mult 20-22 de niveluri.
Ductilitatea relativ redusa a betonului armat a condus la tehnici si detalii de
executie speciale pentru imbunatatirea disiparii energiei induse de seisme.
Un astfel de detaliu a fost aplicat in Japonia si consta in slituri practicate de la
inceput in perete (fig.3.7a).
Ruperea neductila a betonului la eforturi tangentiale sau eforturi unitare
principale de intindere, dezvoltate pe directie oblica (cca 450) s-a incercat sa fie dirijata
si inlocuita cu o rupere pe directii prestabilite, altele decat cele oblice si numai in stadii
avansate de solicitare. Prin practicarea sliturilor verticale s-au creat planuri de lunecare
impusa. Rigiditatea initiala a peretelui slitat (comparabila cu a unui perete monolit) ii
permite acestuia sa reziste fara degradari la solicitarile orizontale curente, datorate
actiunii vantului, sau unor cutremure moderate. In timpul cutremure severe, ruperile in
perete sunt distribuite nu dupa directiile principale, ci dupa directiile slabite, avand ca
efect o reducere a capacitatii portante la incovoiere si o deplasare controlata.
Desi se micsoreaza rigiditatea, se obtine o sporire a absorbtiei si disiparii
energiei.
In cazul constructiilor metalice in cadre contravantuite s-a utilizat solutia din fig.
3.7b. Peretele structural este construit din placi metalice rigidizate.
Placile din otel trebuie rigidizate vertical si orizontal, prin adaugarea de elemente
metalice pentru a preveni voalarea sub eforturi unitare principale de compresiune din
solicitari in planul lor.
Cornierele sau alte tipuri de profile fixate prin sudura sau cu suruburi servesc la
rigidizarea placii. Panoul insusi este fixat pe cadrul din otel prin sudura sau suruburi pe
contur.
Peretele se dimensioneaza astfel incat cedarea sa fie initiata prin forfecarea
panoului.
3.4.3. TIRANTI VERTICALI
Sunt elemente foarte zvelte, supuse la intindere, incarcate cu sarcina verticala a
planseelor. Sunt suspendati de grinzi, console sau plasee.
Tirantii sunt aproape totdeauna realizati din otel si au forme in general simetrice
(tubulare, I, sau cabluri din otel). Atentia cea mai mare la aceste sisteme, trebuie
acordata atat curgerii lente cat si alungirii elastice, in special in cazul cablurilor. De
asemenea sunt studiate si ipoteze de incarcare accidentala cu compresiune in timpul
executiei sau in cazul unor solicitari extraordinare.
E posibil ca tirantii sa se realizeze si din beton precomprimat cu armatura post-
intinsa. O alcatuire corecta a tirantului, poate sa asigure acelasi comportament cu cel al
tirantilor de otel avand in plus avantajul protejarii la coroziune.
3.4.4. GRINZILE DE TRANSFER
Sunt elemente orizontale de rezistenta, care in practica proiectarii antiseismice
au fost - pe cat posibil - evitate deoarece conduc la rezemari de ordin II.
Grinzile de transfer sunt elemente speciale pentru rezemari de ordinul II
prevazute pentru a transfera sarcinile verticale de la element vertical la altul prin
incovoiere si forta taietoare. Se folosesc la cladirile multietajate unde, datorita conditiilor
arhitecturale, stalpii mai apropiati de la etajele superioare se descarca pe stalpii mai
rari, la etajele inferioare, unde spatiile sunt necesare a fi mai largi. Grinzile de transfer
au de obicei inaltimea unui etaj.
3.4.5. SISTEMELE SUSPENDATE
Sunt elemente masive de tip grinda sau grinda in consola, amplasate la partea
superioara a cladirilor din orientul mijlociu, rezemate sau incastrate de obicei in nuclee,
care sustin tirantii. Au inaltimea unui etaj si pot fi alcatuite dintr-o retea trianghiulata,
sau un sistem cu bare incovoiate.
Sistemul prezinta avantajul ca o parte din etaje sunt suspendate de sus si nu
trebuie sa transmita greutatea lor prin stalpi pana la teren, constructia putand astfel
acoperi, la baza ei, constructii vechi, care nu trebuie demolate, sau spatii cu alte
destinatii.
Cu acest sistem, cladirile multietajate pot ocupa in centrul orasului suprafete
reduse de teren.
Este de subliniat ca toate sistemele care preiau sarcini verticale sunt in realitate
integrate in sisteme de structuri complexe care sunt solicitate si la forte orizontale
importante.
3.5. SELECTAREA SOLUTIILOR PENTRU ANSAMBLUL STRUCTURAL
Din experienta internationala costurile lucrarilor in raport cu costul total al
cladirilor multietajate sunt repartizate astfel:
- structura 10-25%
- componente arhitecturale 12-33%
- echipamente si instalatii 25-50%
Cu toate ca structura are o pondere mai redusa in costul total decat elementele
arhitecturale, echipamentele si instalatiile, tehnologia de executie are un rol
determinant in raport cu ceilalti parametrii tehnici implicati.
Sistemele structurale adoptate in conditii economice la cladirile multietajate se
caracterizeaza prin rigiditati laterale si capacitati portante, selectate prin analize
structurale complexe.
In principiu, se disting trei tipuri fundamentale de structuri rezistente la forte
laterale:
cadre ductile rezistente la incovoiere;
cadre contravantuite;
pereti structurali.
Amplasarea acestor structuri, care sunt in general dezvoltate in plan vertical, se
face perimetral, in interiorul cladirii sau formand nuclee centrale.
3.5.1. STRUCTURI IN CADRE DUCTILE REZISTENTE LA MOMENT
INCOVOIETOR
Structurile rezistente la moment incovoietor sunt constituite din elemente liniare
orizontale imbinate rigid cu elemente verticale. Capacitatea de preluare a momentului
incovoietor este data de rigiditatea elementelor liniare - grinzi si stalpi - si a nodurilor.
Rigiditatea laterala este direct proportionala cu rigiditatea stalpilor si grinzilor si invers
proportionala cu inaltimea de nivel si distanta intre stalpi.
Cadrele rezistente la moment incovoietor se dispun dupa directiile principale ale
cladirilor, formand un sistem spatial.
3.5.2. STRUCTURI CU CADRE DIN BETON ARMAT
Structurile din beton armat pot fi realizate monolit, prefabricat sau in solutii
combinate.
a) Cadrele din beton armat monolit
Sistemul constructiv al cadrelor spatiale din beton armat monolit asigura
continuitatea nodurilor si planseelor. Se utilizeaza doar la constructii de inaltime medie,
in special la blocuri pentru locuinte cu deschideri mici. Cerintele referitoare la limitarea
deplasarilor relative de nivel nu pot fi satisfacute in conditii economice la structuri
pentru cladiri din orientul mijlociu decat cu dimensiuni mari de stalpi (si grinzi) si cu
elemente de inchidere si compartimentare usoare, capabile sa lucreze si in conditiile
unor deformate unghiulare de 5-8‰.
b) Cadrele prefabricate
Se executa din stalpi si/sau grinzi prefabricate imbinate monolit la noduri;
dezavantajul este ca pentru asigurarea continuitatii se consuma manopera multa pe
santier fara a se atinge performantele betonului monolit. Sunt necesare lucrari de
continuizare ale barelor prin sudura si de punere in opera a betoanelor monolite de
calitate superioara, din noduri.
Imbinarile se realizeaza frecvent in zonele de moment incovoietor nul din
deschiderea grinzilor; in aceasta situatie, rezistenta la incovoiere ramane intacta in
nodul stalp-grinda, singura dificultate fiind aceea de a asigura preluarea fortei taietoare
in zona monolizarii din campul grinzii. Din conditii de transport rutier a prefabricatelor,
gabaritul acestora trebuie limitat.
Elementele pot fi din beton armat sau beton precomprimat. In cazul elementelor
din beton precomprimate, se utilizeaza - de regula - elementele pretensionate
individuale. Mai rar sunt pretensionate subansamble structurale, cu avantajele
cunoscute in ceea ce priveste continuitatea in noduri, fara utilizarea sudurii sau a
procedeelor umede.
Folosirea betonului de multietajata rezistenta la cladiri foarte multietajate permite
micsorarea semnificativa a dimensiunilor elementelor structurale verticale.
Folosirea prafului de silice (silica fume) si a superplastifiantilor a condus la
realizarea unor betoane cu rezistenta caracteristica la compresiune de peste
1000daN/cm2.
Exemple:
In anul 1990, betonul de multietajata rezistenta a fost aplicat in Germania la
realizarea unor elemente structurale puternic solicitate - stalpi si pereti structurali - la
nivelele inferioare ale unei cladiri pentru birouri cu 47 etaje si 4 subsoluri, la
Frankfurt/Main.
S-a folosit conform DIN 1045 beton C.85 (Rcub = 850 daN/cm2, E = 360.000
daN/cm2). Valoarea obtinuta pentru Rcub la 56 zile a fost de 1120 daN/cm2 cu abaterea
standard = 68 daN/cm2 si coeficientul da variatie V = 6,1%. La prepararea betonului
s-a folosit urmatorul amestec: ciment Portland 450kg/m3, praf de silice 35kg/m3,
agregat ruguos 2/16 mm 1170 kg/m3, superplastifiant 12 l/m3 si intarzietor de priza 1,8
l/m3.
Garantarea calitatii betonului C.85 a impus organizarea unui program special de
control al calitatii in care au fost cuprinsi producatorii materialelor folosite, furnizorii
betonului proaspat si santierul.
Pentru a evita eventuala nerealizare in final a rezistentei prescrise si a putea lua
masuri de corectie din timp, norma americana ASTM C.684 prevede Rcub.min.= 450
daN/cm2 la 24 de ore. La incercari s-a obtinut Rcub = 590 daN/cm2, = 37 daN/cm2, v =
6,3%.
La cladirea multietajata pentru birouri “Two Union Square Building” cu 56 etaje,
executata in 1989 la Seattle - USA, nucleul central s-a realizat din 4 coloane de otel cu
diametru de 3m, umplute cu beton a carui rezistenta la compresiune a atins 1300
daN/cm2.
Cele doua constructii turn din centrul orasului Kula Lumpur, de 452 m inaltime, in
au in nucleul central beton cu rezistenta caracteristica la compresiune de 800 daN/cm2
(praf de silice 30kg/m3, factor apa/ciment 0,27).
Stalpii realizati din betoane de multietajata rezistenta au o capacitate de
deformare mai redusa datorita materialului si masivitatii fapt pentru care se recomanda
un procent de armare volumetric ajungand la 0,8% pentru armatura transversala.
Betoane avand clase pana la Bc 125 au fost utilizate recent la stalpii cladirii BfG
Bank multietajata de 186m, in Germania si la peretii cladirii Bay - Adelaide Centre, cu
inaltimea de 275m, realizata in Canada.
3.5.3. STRUCTURI CU CADRE METALICE
Se pot evidentia urmatoarele tipuri de sisteme structurale din otel:
a) cadre fara contravântuiri cu noduri semirigide sau cu noduri rigide;
b) cadre cu contravântuiri;
c) cadre duale, având zone cu contravântuiri în interactiune cu zone fara
contravântuiri;
d) sisteme cu centuri zabrelite
e) structuri tubulare;
f) megastructuri.
a). Cadre fara contravântuiri
Cadrele fara contravântuiri (figura 3.8; 3.16) sunt preferate de arhitecti întrucât
nu au obstacole între stâlpi. Acest sistem se poate utiliza pentru structuri de pâna la 30
de etaje, limita peste care nu mai este eficient. Cadrele cu noduri semirigide se
utilizeaza de regula în zone cu seismicitate redusa, în timp ce cadrele cu noduri rigide
se utilizeaza în zone seismice. Diferenta dintre aceste sisteme se face prin detalierea
nodurilor: nodurile semirigide sunt definite ca fiind acele noduri pentru care
comportarea este intermediara între rigid si articulat; nodurile rigide au suficienta
rigiditate pentru a mentine unghiurile dintre elemente practic neschimbate în timpul
solicitarilor.
Capacitatea acestor sisteme de a disipa energia în timpul unui seism este data
de incursiunile post-elastice ale zonelor de îmbinare grinda-stâlp. Folosirea conceptului
de grinda slaba – stâlp puternic conduce la aparitia articulatiilor plastice în grinzi,
aproape de îmbinarile cu stâlpii. Studii experimentale asupra unor subansamble
realizate în sistemul de cadre fara contravântuiri, au aratat ca disiparea energiei se
face prin bucle de histeresis stabile fara deteriorari semnificative ale mecanismului de
disipare dupa mai multe cicluri de încarcare. Acest sistem este capabil sa asigure
suficienta ductilitate si capacitate de disipare a energiei sub actiuni seismice severe,
daca este detaliat în mod corespunzator. Comportarea inelastica buna a acestui sistem
a facut ca sarcina seismica de proiectare sa fie redusa.
Cadrele fara contravântuiri au însa si dezavantaje. In primul rând, pentru
reducerea deplasarilor laterale si deci, a prevenirii degradarilor nestructurale în timpul
cutremurelor de intensitati mici, este necesara atingerea unui anumit nivel de rigiditate
elastica care implica folosirea unor elemente supradimensionate, comparativ cu alte
sisteme structurale. Aceasta implica costuri structurale sporite. In al doilea rând,
momentele încovoietoare mari de la capetele grinzilor, inerente în acest sistem, conduc
la deformatii substantiale (din forta taietoare) ale panourilor inimilor stâlpilor în dreptul
îmbinarii. Aceste deformatii conduc la deplasari de nivel importante si la cresterea
efectelor de ordinul II. Pentru reducerea acestor deformatii se foloseste de regula
procedeul îngrosarii locale a inimii panoului de îmbinare, prin adaugarea laterala de
placi din otel – un procedeu costisitor.
b). Cadre cu contravântuiri
Cadrele fara contravântuiri nu sunt eficiente pentru structuri care au mai mult de
30 de etaje datorita flexibilitatii relativ mari. Rezistenta structurilor metalice la actiuni
laterale poate fi usor obtinuta prin prevederea de contravântuiri care au rolul de
transmite fortele taietoare de nivel de la un nivel la altul. In general în aceste structuri,
care sunt de cele mai multe ori constructii simple cu grinzile simplu rezemate de
capete, zonele de cadru fara contravântuiri contribuie într-o masura mica la preluarea
încarcarilor laterale si de regula contributia acestora se neglijeaza în procesul
traditional de proiectare. Din punct de vedere arhitectural, acest sistem este mai putin
apreciat datorita diagonalelor care creeaza obstacole.
Barele contravântuirilor structurilor metalice multietajate formeaza împreuna cu
stâlpii si grinzile adiacente grinzi cu zabrele, alcatuind astfel console zabrelite ancorate
în fundatii. Acest mod de asezare conduce la o continuitate a sistemului de rezistenta
la actiuni laterale pe toata înaltimea structurii. Tinând cont de capacitatea planseelor de
a prelua încarcarile orizontale în planul lor si de a se comporta ca saiba rigida,
stabilitatea laterala a unei întregi structuri se poate realiza prin doar câteva cadre
contravântuite plasate pe fiecare din directiile principale ale cladirii. Pentru o buna
comportare la actiunea torsiunii generale, aceste cadre contravântuite sunt de
preferinta asezate cât mai aproape de extremitatile cladirii.
1). Cadre cu contravântuiri centrate la noduri (Fig.3.11;3.14)
Caracteristicile comportamentale ale cadrelor cu contravântuiri centrate la noduri
difera semnificativ de cele ale cadrelor fara contravântuiri. Prezenta diagonalelor
contravântuirii face ca sistemul sa se încarce în principal cu forte axiale, ceea ce
implica momente încovoietoare mai mici în grinzi si deci elemente de dimensiuni mai
mici. Deasemenea, zonele de panou de la îmbinarea grinzilor cu stâlpii, sunt
caracterizate de deformatii mult reduse datorita momentelor încovoietoare mici de la
capetele grinzilor. Caracteristicile de rigiditate elastica excelente ale acestui sistem fac
ca acesta sa fie foarte eficient în preluarea sarcinilor seismice minore.
In schimb, comportarea post-elastica a acestor sisteme este suspecta, chiar în
conditiile în care degradarile aparute în urma cutremurului din 1976 din Managua au
demonstrat ca structurile rigide care au suficienta ductilitate au o comportare buna.
Adoptarea acestui sistem trebuie facuta cu atentie întrucât pierderea repetata a
stabilitatii barelor de contravântuire conduce la scaderea rapida a capacitatii portante.
Disiparea energiei nu este stabila pentru aceste sisteme dupa formarea primelor
articulatii plastice. Buclele de histeresis sunt ascutite, forma lor depinzând foarte mult
de zveltetea barelor de contravântuire.
Barele cu zveltete redusa au comportare histeretica mai buna, însa de regula
diagonalele au zveleteti destul de mari astfel ca este de asteptat o rapida deteriorare a
capacitatii de disipare a energiei pentru aceste sisteme.
Codurile de proiectare tin cont de acesta comportare nefavorabila prin aceea ca
fortele laterale de calcul ale acestor sisteme sunt mai mari decât cele pentru cadrele
fara contravântuiri. Deasemenea pentru structurile situate în zone cu risc seismic
ridicat, este necesara alcatuirea unui sistem mixt, în care zonele de cadru fara
contravântuiri trebuie sa fie capabile sa preia o parte din încaracarea seismica totala
(25% pentru structurile mai multietajate de 50 m).
2). Cadre cu contravântuiri excentrice (Fig.3.12;3.13;3.15;3.17;3.18)
In acest sistem, fortele axiale din diagonalele contravântuirilor sunt transmise la stâlpi
sau la alte contravântuiri prin încovoiere si forta taietoare într-o portiune a grinzii numita
zona de “link”. Folosind acest amplasament pentru bare, fortele maxime din diagonale
depind de capacitatea portanta a grinzii la forta taietoare. Limitând astfel fortele din
diagonalele contravântuirii, se poate evita deteriorarea capacitatii acestora datorata
pierderii ciclice a stabilitatii. Mecanismul principal de disipare a energiei apare în zonele
de “link”. Lungimea acestor zone de “link” determina modul de comportare post-elastica
a sistemului. Zonele de “link” scurte în general disipeaza energia prin plastificarea
inimilor la forta taietoare, în timp ce zonele de “link” lungi disipeaza energia într-un mod
asemanator cadrelor fara contravântuiri, prin plastificari ale talpilor. Mai mult, rigiditatea
elastica a acestor sisteme este apropiata de cea a cadrelor cu contravântuiri centrate la
noduri în cazul utilizarii “link-urilor” scurte.
Multe din structurile înalte, cu destinatie rezidentiala (hoteluri sau apartamente), au
dimensiuni în plan de 18 x 45 m si înaltimea de 60 m. Planurile lor de arhitectura sunt
caracterizate de existenta unor culoare centrale cu latimea de 1,80 – 2.40 m, ceea ce
conduce la imposibilitatea utilizarii sistemelor contravântuite traditionale pe ambele
directii ale constructiei, datorita acestor spatii înguste. A aparut astfel sistemul cu grinzi
cu zabrele de nivel decalate, aratat în figura 1.4. Acest sistem este clasic pe directie
longitudinala si contine grinzi cu zabrele cu înaltimea egala cu a unui etaj, cu
deschiderea egala cu latimea structurii. Acest sistem s-a dovedit deosebit de eficient si
în acelasi timp asigura si flexibilitatea cladirii prin asezarea decalata a grinzilor cu
zabrele de nivel. Planseele actioneaza ca niste diafragme orizontale prin care se
transmit încarcarile laterale la grinzile cu zabrele de nivel.
Sistemul rezultat este destul de rigid, nu mai este nevoie sa se adauge elemente
suplimentare pentru controlul deplasarii laterale. Regimul de înaltime astfel obtinut este
de circa 35 – 40 de etaje, cu consumul de otel redus cu 30-40% fata de cadrele fara
contravântuiri echivalente. Deasemenea datorita rezemarii grinzilor cu zabrele numai
pe stâlpii exteriori se pot elimina stâlpii interiori si fundatiile aferente, ceea ce conduce
la economii suplimentare.
Acest sistem nu este limitat numai la planuri rectangulare de structuri. El se
poate folosi cu succes si la forme curbe asa cum este exemplificat în figura 3.14.
c). Sisteme metalice duale (Fig. 3.17;3.18
Un sistem dual este un sistem rezultat din combinarea cadrelor fara
contravântuiri cu unul din sistemele de contravântuiri descrise mai sus. Transmiterea
eforturilor de la un sistem la altul se realizeaza prin plansee, care pot fi considerate
legaturi rigide Astfel de sisteme sunt caracterizate de un nucleu contravântuit înconjurat
de cadre fara contravântuiri.
Avantajul major al sistemelor duale este raspunsul seismic stabil si sigur datorat
conlucrarii cadrelor contravântuite, eficiente în asigurarea rezistentei laterale si a
rigiditatii, cu cadrele fara contravântuiri, caracterizate de redundanta sporita si de
comportare histeretica superioara.
In mod traditional, în proiectarea sistemelor cu contravântuiri s-a considerat ca
încarcarile laterale sunt preluate în întregime de catre zonele contravântuite, în timp ce
zonele de cadru fara contravântuiri trebuie doar sa asigure preluarea încarcarilor
gravitationale. In conceptia moderna a sistemelor duale însa, zonele de cadru fara
contravântuiri trebuie dimensionate pentru preluarea partiala a încarcarii seismice
laterale (cel putin 25%), pentru a asigura un nivel de redundanta superior. Studii de
data recenta au aratat ca în sistemele duale supuse la încarcari seismice, apar
interactiuni dinamice importante ale zonelor contravântuite cu zonele fara
contravântuiri. Acestea fac ca sa nu mai fie valabila suprapunerea statica a contributiei
celor doua sisteme pentru preluarea încarcarilor laterale.
Ca urmare, zonele de cadru fara contravântuiri trebuie proiectate ca sa preia 40-
50% din încarcarea la care se proiecteaza zonele contravântuite, pentru a putea
complementa în cazul cedarii unei diagonale. Deasemenea, rigiditatea laterala a
zonelor fara contravântuiri trebuie sporita (cu pâna 50% din cea a zonelor
contravântuite), pentru a permite incursiuni post-elastice ale cadrelor fara contravântuiri
la deplasari laterale mici.
Aceste studii arata ca este necesara sporirea participarii zonelor de cadru fara
contravântuiri în raspunsul sistemului dual, ceea ce aduce inconveniente economice si,
mai mult, extinde distrugerile structurale la elementele care preiau încarcarile
gravitationale (grinzi si/sau stâlpi).
d). Sisteme cu centuri zabrelite (Fig. 3.15)
Acest sistem este o inovatie adusa sistemelor traditionale, care a aparut cu scopul de a
mentine deplasarile laterale în limite acceptabile fara o crestere semnificativa a
consumului de otel si implicit a greutatii structurale.
Metodele traditionale de rezolvare a structurilor foarte înalte consta în realizarea
unor nuclee contravântuite, situate în jurul casei lifturilor care conlucreaza cu cadre
necontravântuite. Când regimul de înaltime depaseste 150 m, rigiditatea nucleelor este
prea mica ca sa asigure mentinerea deplasarilor laterale în limitele acceptabile. Astfel a
aparut si s-a dezvoltat o conceptie noua prin care se introduc grinzi cu zabrele de nivel
din loc în loc pe înaltime, în planul cadrelor contravântuite. Aceste grinzi cu zabrele
sunt legate de o centura perimetrala tot cu zabrele. Acest sistem spatial conduce la o
conlucrare între toti stâlpii exteriori ai structurii si nucleele contravântuite, ceea ce
conduce la o crestere cu de pâna la 25-30% a rigiditatii laterale. Printre alte avantaje
majore ale utilizarii acestui sistem se numara si egalizarea scurtarii stâlpilor datorita
variatiilor de temperatura (dintre stâlpii exteriori si cei interiori) sau datorita diferentelor
de încarcare.
3.5.4. STRUCTURI TUBULARE
Structurile realizate în acest sistem se comporta precum niste sectiuni tubulare.
In prezent, patru din cele cinci cele mai înalte structuri din lume sunt realizate în acest
sistem. Acestea sunt: Sears Tower cu 110 etaje, John Hancock Building cu 100 de
etaje si Standard Oil Building cu 83 etaje, situate în Chicago, si World Trade Center cu
110 etaje situat în New York.
Sistemele tubulare sunt atât de eficiente încât în cele mai multe situatii,
cantitatea de materiale folosita este cam jumatate din cea necesara pentru realizarea
unui sistem traditional. Acest sistem extinde avantajele sistemului cu centuri zabrelite,
discutat anterior. Toate structurile moderne care depasesc 50-60 de etaje folosesc
conceptele care stau la baza sistemului tubular într-o forma sau alta.
Sisteme tubulare în sistem de cadre fara contravântuiri (Fig.3.16)
In principal, sistemul consta în realizarea unei structuri rigide, asemanatoare
unui perete, pe perimetrul constructiei. Aceasta se obtine prin îndesirea stâlpilor si
utilizarea de grinzi cu adâncime mare de jur împrejur, la exteriorul structurii. Intrucât
toate actiunile laterale sunt preluate de tubul astfel format, interiorul constructiei
ramâne liber, fara contravântuiri si fara stâlpi exagerat de mari, ceea ce conduce la
cresterea ariei utile a constructiei. In schimb fatadele sunt oarecum obturate, golurile
pentru ferestre fiind relativ mici.
Comportarea de tub se obtine în practica prin plasarea stâlpilor la intervale de la
1,5 la maxim 4,5 m, si prin utilizarea unor grinzi cu înaltimea de la respectiv 0,9 m, la
respectiv 1,5 m. Acest tip de structura se preteaza a fi realizata si din beton armat sau
o combinatie de beton armat si otel (constructie compozita).
Sisteme tubulare în sistem de cadre cu contravântuiri (Fig. 3.17)
Sistemul consta în realizarea pe fatada cladirii a unor contravântuiri generale pe
înaltimea mai multor etaje. Acest sistem este un compromis între sistemul optim de tub
(cu diagonale la exterior) si cerintele arhitecturale ale fatadei. El permite goluri mari
pentru ferestre la fatada deoarece stâlpii structurii nu mai sunt apropiati artificial pentru
a forma peretele tubului. Stâlpii conlucreaza datorita diagonalelor care îi leaga, formând
împreuna cu acestea peretele tubului.
La etajele la care diagonalele întâlnesc colturile cladirii, este necesara
prevederea unei diagonale în planul planseului, care sa preîntâmpine întinderea
acestuia. Aceste elemente fac ca diagonalele verticale sa functioneze mai bine ca
stâlpi înclinati, care transmit fortele laterale la stâlpii verticali (eforturi preponderent
axiale).
Structuri tubulare în sistem celular (Fig. 3.17)
Particularitatea acestui sistem este ca utilizeaza structuri tubulare multiple legate
între ele, astfel încât sa actioneze ca un tub unic, cu forma complexa. Legatura dintre
tuburi se face prin utilizarea unui perete comun, ceea ce face ca oricare dintre tuburi sa
poata fi oprit oricând fara a influienta integritatea structurala. Dezavantajul major este
ca planseele sunt divizate în celule relativ înguste, de-a lungul latimii fiecarui tub.
Principiul structural care sta la baza conceptiei modulare este acela ca sirurile de
stâlpi si grinzi interioare actioneaza ca niste inimi ale unei console uriase (constructia în
ansamblul sau), care preiau fortele taietoare si reduc componenta corespunzatoare a
deformatiei. Cadrele interioare contribuie si la asigurarea rigiditatii la încovoiere a
sistemului.
Acest sistem a aparut pentru a satisface cerintele de realizare a unor forme
neregulate de constructie necesare în unele situatii. Prin folosirea lui se realizeaza o
structura legata, care îsi poate schimba forma în lungul înaltimii fara sa afecteze
integritatea structurala la actiuni laterale. Se poate reduce astfel masa la nivelele
superioare prin oprirea unora dintre tuburi, ceea ce este un avantaj în zonele seismice.
Tub din pereti structurali de beton armat (diafragme)
Trei, patru sau mai multi pereti structurali, legati unii de altii la marginile comune,
formeaza o structura tubulara. In vederea creerii unei variabile sectiunii chesonate
(tubulare) diafragmele constituite au cat mai putine strapungeri pentru usi, ferestre si
instalatii.Tubul din diafragme este in general la fel de rigid ca si celelalte doua sisteme
descrise anterior.
Limitarea golurilor admise (ca dimensiuni si numa exclud utilizarea tuburilor din
diafragme in fatada in general; cele mai multe constructii ina;te au si zona interioara de
servicii, care poate ocupa 20% - 25% din suprafata de nivel a cladirii. Acest miez poate
fi potrivit pentru dezvoltarea unuia sau mai multor tuburi de diafragme. Totusi datorita
limitarii gabaritului total al inimii constructiilor (nucleului central) asa cum s-a aratat mai
sus, baza unui tub de diafragme nu poate fi suficient dezvoltata, asa ca acest sistem nu
se utilizeaza singur (ca sistem exclusiv) decat la cladiri de pana la 25 etaje.
De la aceasta inaltime, tubul este realizat la exteriorul cladirii din cadre, pentru a
avea suficienta rigiditate. Peretii tubului sunt chiar fatadele cladirii, ferestrele incapand
in spatiile dintre grinzi si stalpi.
Unele cladiri de birouri si chiar apartamente (fig. 3.8) au pe fatada vizibil, chiar
sistemul de contravantuit al tubului contravantuit (exemplu John Hancock Center -
Chicago) iar arhitectura a fost rezolvata cu integrarea estetica a acestor detalii.
3.5.5. STRUCTURI MIXTE DIN OTEL SI BETON
Cel mai eficient mod de aplicare a conceptului de “structuri mixte” se refera la
betonul cu armatura rigida (B.A.R.), adica la structurile compozite din otel si beton atat
pentru grinzi cat si pentru stalpi.
a) Stalpii din B.A.R. se pot realiza in doua moduri:
- beton cu armatura din profile laminate (profile cu inima plina sau solidarizate cu
zabrele si eventual si armatura flexibila;
- beton turnat in camasa de otel cu sau fara armatura rigida
Stalpi se iau in considerare in calcul ca stalpi de otel protejati in beton la foc sau
coroziune. La o serie de structuri multietajate a fost luata in considerare armatura
transversala si longitudinala, insumandu-se capacitatile portante ale betonului si a
profilelor din otel, la preluarea fortelor laterale.
Sistemul cu beton turnat in camasa de otel se utilizeaza in special - pentru stalpii
izolati, care nu fac parte din structurile in cadre.
Stalpii confinati in acest fel au o capacitate sporita de preluare a solicitarilor
predominante de compresiune fiind eficienti in cazul utilizarii ca stalpi cu momente
incovoietoare reduse.
b) Grinzile mixte se pot realiza:
- din profile de otel inglobat in beton, respectiv grinzi din B.A.R., grinda
putand fi cu inima plina sau cu zabrele;
- din otel cu suprabetonare din beton si conectori.
Betonul este utilizat - de regula - si pentru protectia la foc sau coroziune. Pentru
grinzile ce sunt alcatuite din profile chesonate, betonul turnat suplimenteaza in
oarecare masura capacitatea de rezistenta a acestora.
Pentru grinzile alcatuite din profile deschise, rezistenta si rigiditatea pot fi
calculate ca pentru elemente de beton armat cu armatura rigida. Dezavantajul consta in
faptul ca betonul care inglobeaza armatura rigida, mareste substantial greutatea fara
a mari in aceeasi proportie rigiditatea si rezistenta.
In mod frecvent grinzile din otel au prevazuti conectori inglobati in placile de
beton. Pe talpa superioara a grinzilor cu zabrele se sudeaza conectori din metal, care
imbunatatesc conlucrarea celor doua elemente si rigiditatea grinzii de otel. Nodurile
stalpilor din otel inglobati in beton, armate suplimentar cu etrieri, au o rigiditate sporita
fata de nodurile elementelor de beton armat monolit.
3.5.6. CADRE CONTRAVANTUITE DIN BETON
Acestea au fost putin utilizate la structuri multietajate datorita dificultatilor de
realizare a nodurilor si avantajele clare ale peretilor structurali din beton armat.
Contravantuirile au fost realizate din elemente din beton prefabricat la panouri de
fatada, cand s-au adoptat si solutii de imbinare de tip uscat.
Spatiile dintre zabrele, atunci cand nu aveau ferestre, s-au inchis cu panouri
prefabricate, simplificand mult imbinarile.
3.5.7. CADRE DIN BETON AVAND CONTRAVANTUIRI DIN OTEL
Aceste structuri sunt avantajoase datorita usurintei cu care se fac imbinarile cu
suduri sau suruburi. Diagonalele din metal fiind in general zvelte se incorporeaza usor
in elementele arhitecturale (compartimentari, pereti) sau in spatiile tehnice.
Contravantuirile se dispun dupa criterii functionale, respectand conditiile de rezistenta
si rigiditate.
Astfel diagonalele se dispun incat sa permita incadrarea unei ferestre sau a unei
usi sau - eventual - a unui spatiu tehnic.
Sistemul este frecvent folosit acum in limitele cunoscute (pana la 30-40 niveluri).
3.5.8. SISTEME COMBINATE
Selectarea ansamblului structural optim are ca premiza faptul ca o constructie
multietajata nu preia incarcarile orizontale numai cu unul din sistemele structurale
prezentate anterior, ci combina mai multe sisteme, in vederea satisfacerii cerintelor de
arhitectura, rezistenta si echiparea cu instalatii.
Repartizarea fortelor taietoare de nivel intre cadre si pereti structurali, indica
faptul ca la mijlocul inaltimii cladirii, cele doua subsisteme conlucreaza in preluarea
fortelor de inertie, pe cand la primele nivele si la nivelul acoperisului, fortele orizontale
din cadre si peretii structurali sunt mult mai mari si de sens opus. Aceasta conduce la
eforturi importante in plan orizontal, respectiv in plansee. La aceste nivele se
recomanda prevederea unor armaturi suplimentare in plansee, care sa preia eforturile
diagonale de intindere.
3.5.9. SISTEME CU MAI MULTE TUBURI
tub in tub
Constructiile cu peste 25 de niveluri trebuie sa aiba o rigiditate laterala sporita
prin conlucrarea intre nucleul alcatuit din diafragme si tubul exterior alcatuit din cadre.
Acest sistem se numeste tub in tub (fig.3.9). La acest nivel este imbinata capacitatea
de rezistenta la forferare a nucleului central, cu capacitatea de rezistenta la moment
incovoietor a cadrelor perimetrale.
tuburi cuplate (sistem fagure)
Sistemul consta din mai multe tuburi verticale, rigidizate pentru a conlucra. Prin
inmanuncherea tuburilor, gabaritul cladirii creste si odata cu el si rigiditatea laterala si
stabilitatea. Un exemplu de asemenea structura este Sears Tower Chicago (fig.3.8 si
3.17). Tuburile pot fi terminate la nivele diferite in cadrul constructiei, acesta producand
suprafete diferite de etaj.
3.5.10. SISTEME STRUCTURALE CU MIEZURI INTERACTIVE
Unele constructii multietajate, datorita functiunii, nu pot avea in fatada stalpi
desi. Un sistem structural care a fos folosit in cateva cazuri a conectat nucleul central
cu stalpi exteriori in unul sau mai multe locuri, cum ar fi in dreptul etajelor tehnice si la
nivelul acoperisului. Principiul de alcatuire a structurii este ca se utilizeaza nucleul
tubular pentru preluarea integrala a fortelor orizontale iar grinzile de conectare de
inaltimea unui etaj supuse de asemenea la fortele taietoare verticale antreneaza stalpii
perimetrali in preluarea momentului incovoietor printr-un ciclu de forte de compresiune -
intindere.
La acest lucru se adauga si avantajul conlucrarii miezului la preluarea efectelor
suplimentare din insoleiere diferita pe fete opuse.
3.5.11. STRUCTURI IN CONCEPTII NOI
Este necesara sa se faca si o analiza a solutiilor structurale pentru cladirile cu
peste 100 de etaje, care pot fi preluate in studiile de conformare antiseismica.
Pentru cladirile multietajate, pana la inaltimile la care au ajuns cele deja
prezentate (World Trade Center, Sears Tower) adica de peste 450m, sistemele
structurale prezentate anterior, se dovedesc potrivite.
Ca o observatie generala se desprinde faptul ca, cu cat cresc inaltimile
constructiilor, se amplifica si importanta fortelor generate de mediu ambiant (vant,
seism, foc si explozii) in raport cu fortele utile gravitationale, impunand proiectarea de
noi structuri asociate, cu noi detalii constructive si arhitecturale, cu noi rezolvari
mecanice si electrice ale instalatiilor. Pentru aceste constructii super multietajate
trebuie respectate aceleasi conditii de locuire ca si pentru orice alt apartament.
Problemele sunt multiple, de la transportul pe verticala la integrarea si
intercomunicarea cu mediul. Din punct de vedere al structurilor, problemele de
ansamblu provin din faptul ca pentru constructiile super multietajate nu se va gasi totusi
posibilitatea de a mari suprafata de teren ocupata, deci de a mari baza in vederea
maririi stabilitatii. In acest moment raportul inaltime/latime este de aproximativ 7/1 (la o
constructie supla, cum e fiecare din corpurile ce alcatuiesc World Trade Center de
exemplu), dar pentru a reduce la aceasta constructie solicitarea elastica din vant au
fost necesare 20.000 de dispozitive de amortizare visco-elastice. Fara o crestere
substantiala a energiei disipate, dimensiunea in plan respectiv inaltimea sectiunii
transversale va trebui sa creasca.
Trei principii sunt general acceptate pentru realizarea constructiilor multietajate:
a) o singura megastructura (cu mai multe destinatii);
b) structuri celulare;
c) structuri portal.
a) Megastructuri
Trebuie remarcat ca între structurile de mare înaltime realizate între anii „30 si
‟40, si structurile de mare înaltime realizate în zilele nostre nu sunt diferente majore în
ceea ce priveste regimul de înaltime. De exemplu, Empire State Building are o înaltime
de 381 m ceea ce nu este deloc putin. Se crede ca succesul acestor cladiri mai vechi
se datoreaza în mare parte fatadelor si zidurilor despartitoare grele, care un efect
stabilizator. Acest efect de stabilizare nu mai este prezent la structurile moderne, care
folosesc fatade si pereti despartitori usori. De aceea a aparut ideea de a reliza o
structura de maxima eficienta – o asa zisa megastructura – care sa fie caracterizata de
transferul a cât mai mult din încarcarile gravitationale la stâlpii care se opun
momentelor de rasturnare (stâlpii marginali).
Asadar, o structura de maxima eficienta în preluarea actiunilor laterale este o
structura care utilizeaza un sistem de contravântuire care face ca sarcinile
gravitationale sa fie transmise la un numar limitat de stâlpi exteriori. Acest lucru se
poate realiza utilizând un plan de constructie simplu, cu stâlpi masivi numai la colturi,
interconectati prin intermediul unui sistem de diagonale. Pentru a obtine un sistem
economic de planseu, trebuie folositi totusi si niste stâlpi interiori.
Exista proiecte pentru constructii de 1600m in zone neseismice ai caror autori au
gasit solutii constructive pornind utilizarea unui beton foarte usor, cu greutate specifica
de cca 400kg/m3, dar cu rezistente multietajate; in rest structura este o extrapolare a
sistemelor utilizate in prezent.
O data cu sporirea gradului de urbanizare, aceste cladiri (a caror baza este de
cca 300m, deci raportul 6/1 intre inaltime si latime) isi pot gasi loc in orase (fig.3.10).
b) Structuri celulare
Sectiunile tubulare ofera in conditii optime rigiditatea si capacitatea de rezistenta
necesara structurilor pentru cladiri din orientul mijlociu.
Golul central poate adaposti utilitati. Structurile pot fi tuburi exterioare sau
interioare, tub in tub (tuburile fiind cuplate sau nu) sau baterii de tuburi, cu legaturile
alcatuite din pereti (fig. 3.10). O reprezentare reala a acestei structuri o constituie
Sumitomo Building din Tokio (Japonia).
c) Structuri portal
Capacitatea de preluare a momentelor incovoietoare de ansamblu poate fi
crescuta prin folosirea a doua sau mai multor blocuri turn legate impreuna la unul sau
mai multe niveluri cu plansee foarte puternice - eventual duble. Legaturile pot fi
rigidizari, structuri tubulare orizontale etc., conectate la structurile tubulare verticale.
Daca turnurile au o constructie tubulara si legaturile pot fi si ele tubulare, insertia lor
facandu-se pe inaltimea unui etaj sau a mai multor etaje, cu gabaritul in plan egal cu
cel al coloanelor.
Aceste constructii ar putea fi integrate intr-un oras ale carui nivele diferite de
circulatie (pietonala, de vehicule, etc.) ar putea avea corespondenta in legaturile
turnurilor.
Podurile la randul lor ar putea fi suspendate pe cablu sau pretensionate,
executate cu tehnologiile adecvate podurilor.
Aceste legaturi ar putea disipa in mod semnificativ energia indusa de cutremure.
Acest tip de constructie s-a realizat la o scara mai mica in Paris la Turnul din cartierul
“Defense”.
3.6. ASPECTE CONCEPTUALE ALE STRUCTURILOR PENTRU CLADIRI
DIN ORIENTUL MIJLOCIU
Sisteme disipatoare de energie
Energia care este indusa in structura de rafalele de vant sau cutremure, este
disipata prin fenomene de amortizare.
Amortizarea limiteaza si reduce progresiv deformatiile si acceleratiile vibratiilor
induse. Capacitatea naturala a structurii materialelor de a disipa energia poate fi sporita
substantial prin mijloace artificiale. Se deschid astfel posibilitati de proiectare mai
economica a structurilor. In continuare se prezinta cateva solutii de sporire a
amortizarii, extrase din literatura.
Amortizarea naturala a materialelor
Amortizarea naturala a structurilor este cauzata de frecarile interne dintre
particulele materialelor, amortizarea fiind proportionala cu fortele si deformatiile. O
mare cantitate de energie este, de asemenea, disipata prin lunecarile barelor de otel la
noduri.
Amortizarea este relativ mare la structurile metalice bulonate fata de structurile
metalice sudate. Fenomene de amortizare si disipare a energiei se produc si prin
fisurarea betonului armat, din acest punct de vedere acesta fiind de preferat betonului
precomprimat, care lucreaza fara fisuri in exploatare.
Proprietatile plastice ale materialelor
Datorita deformatiilor plastice ale materialelor care compun structura, in special
a otelului, se consuma o cantitate de energie importanta si se produce o amortizare.
Absorbtia de energie o au toate materialele ductile, dar si betonul armat, datorita in
special armaturii; pentru acest lucru este necesara o buna confinare a betonului printr-o
armare armare transversala adecvata.
Sisteme structurale disipatoare de energie
1. Sisteme hiperstatice.
Capacitatea intregului sistem structural de a absorbi energie este data de gradul
de nedeterminare statica. Prin formarea articulatiilor plastice se consuma energie si cu
cat sistemul este capabil sa dezvolte mai multe articulatii plastice fara sa devina
mecanism, cu atat mai mult este un sistem puternic disipator.
Eforturile care depasesc capacitatea sectiunilor se redistribuie conform noii
scheme statice a barelor vecine.
2. Sisteme combinate
In cazul utilizarii sistemelor combinate, ca de exemplu cadre si diafragme, este
important pentru bilantul de energie absorbita, ca fiecare sistem in parte, sa intre in
actiune inainte ca celalalt sa fi cedat deja, deci sa conlucreze in stadiul postelastic.
3. Sisteme portal
Sporirea cantitatii de energie disipata (si prin aceasta reducerea deformatiilor si
acceleratiilor) poate fi obtinuta prin existenta unui sistem structural de tip saiba
orizontala.
Pe langa uniformizarea deplasarilor diferitelor subsisteme ale cladirii la forte
laterale si posibilitatea de schimbare a caracterului oscilatiilor elementelor verticale din
miscare individuala in miscare corelata cu cea a celorlalte elemente, legaturile prin
intermediul planseului rigid diminueaza si amortizeaza vibratiile. In aceste legaturi se
pot prevedea mecanisme speciale pentru a disipa energia.
Cresterea artificiala a amortizarii se poate realiza prin prevederea de
dispozitive cu amortizare vascosa.
Energia se absoarbe prin intermediul unor straturi amortizoare din neopren, sau
amortizoare hidraulice.
prevederea de absorbanti in vibratii.
Acestea sunt dispozitive care modifica performantele dinamice ale constructiei.
De pilda pentru Centre Point Tower din Sydney, Australia, s-a imaginat un rezervor
presurizat de apa ca absorbant de vibratii. Rezervorul este suspendat pe cabluri, are
inertie mare de deplasare, iar contactul lateral cu cladirea se face prin intermediul unor
amortizoare hidraulice; tot ansamblul (masa turnului, rezervorul de apa, amortizoarele)
este acordat pe o frecventa care sa dea rezultate optime la solicitarile din vant.
prevederea de joante cu disipatori de energie
Este vorba de utilizarea fortelor de frecare intre doua placi de otel si azbest
pentru transformarea energiei cinetice in caldura. Aceste dispozitive pot fi prevazute in
sistemele portante pentru vant la cladirile multietajate.
Utilizarea de fundatii speciale
Se imprumuta tehnicile de la fundatii de masini respectiv: suporti de arcuri,
absorbanti de socuri si amortizoare hidraulice, pentru a reduce socul transmis
constructiei de catre cutremur.
Reducerea energiei induse cladirii prin fundatii flexibile sau glisante
Socul absorbit de fundatie de la pamant in timpul unui cutremur nu este
transmis decat partial structurii cladirii.
Mecanismul de izolare preia intreaga miscare si deci energia cinetica de la
pamant, dar o transmite constructiei numai prin frecare (si pentru ca energia transmisa
sa fie cat mai mica - se transmite prin frecare din rostogolire).
Suprastructura se aseaza astfel pe fundatie prin intermediul unor bile sau role.
Fundatia este capabila in acelasi timp sa transmita terenului solicitarile orizontale din
vant.
Forme aerodinamice
Pentru unele constructii s-au efectuat studii aerodinamice speciale si s-au stabilit
profile disipatoare de energie, la vant, pentru anumite directii ale vantului. Domeniul
insa nu e suficient de bine cunoscut si necesita cercetari in continuare.
Fig. 3.1 – Repartitia cladirilor din orientul mijlociu in functie de sistemele structurale
utilizate
Fig. 3.2 - Repartizarea consumului de materiale
Fig. 3.3 - Tipuri de sisteme structurale utilizate in realizarea cladirilor din orientul
mijlociu
Fig. 3.4 – Combinatii intre diverse entitati structurale folosite la cladiri din orientul
mijlociu
Fig.3.5 – Solutii moderne pentru realizarea planseelor cladirilor din orientul mijlociu
Fig. 3.6 - Cladiri avand structuri cu nuclee centrale
Fig.3.7 a b
Detalii de alcatuire a panourilor de pereti pentru imbunatatirea disiparii de energie
Fig. 3.8 – Cladiri cu structuri de rezistenta de tip “tub in tub” - elevatii
Fig. 3.9 – Cladiri cu structura de rezistenta de tip “tub in tub” – planuri de nivel
Fig. 3.10 a b
Tendinte moderne de utilizare Solutii moderne de realizare a structurilor
a spatiului pe inaltime cu “tuburi”
Fig. 3.11 – Structuri de tip cadre simple sau cu contravantuiri “centrice”
Fig. 3.12 – Structuri de tip cadre cu contravantuiri “excentrice”
Fig. 3.13 – Tipuri de structuri pentru cladiri din orientul mijlociu cu solutii combinate
metal- beton
Fig. 3.14 – Structuri metalice cu “centuri zabrelite”
Fig. 3.15 – Structuri metalice cu cadre simple (fara contravantuiri)
Fig. 3.16 – Structuri metalice cu contravantuiri la tuburile exterioare
Fig. 3.17 – Structuri composite –metal-beton, cu diagonale metalice pe 9 niveluri
CAPITOLUL 4
METODOLOGII SI MODELE DE CALCUL
PENTRU CLADIRI MULTIETAJATE DIN ORIENTUL MIJLOCIU
4.1. METODE DE PROIECTARE ANTISEISMICA A STRUCTURILOR
4.1.1. GENERALITATI
Analiza numerica a structurilor din beton armat si metal la actiuni dinamice
reprezinta, la ora actuala, cea mai complexa metoda de simulare pe computer a
comportarii cladirilor. Abordarile utilizate merg de la modele simple, globale, destinate
studiilor statistice sau parametrice, si pana la modele sofisticate, la nivel macroscopic
sau microscopic, utilizate pentru surprinderea unor efecte locale.
Dezvoltarea echipamentelor de prelucrare automata a datelor, si in special
avantul luat in ultimul deceniu, inclusiv in tara noastra, de calculatoarele personale, au
dat posibilitatea dezvoltarii si utilizarii pe scara larga a programelor de calcul din
domeniu, precum si a elaborarii altora noi, cu performante sporite din punctul de vedere
al complexitatii modelelor pe care le inglobeaza, al rapiditatii si al usurintei in utilizare.
Calculul structural, si in mod deosebit analiza dinamica neliniara (DNL) , au
devenit domenii in care utilizarea calculatoarelor este practic exclusiva.
Daca programele de calcul structural in domeniul elastic avand si facilitati de
analiza dinamica au fost puse la punct relativ de timpuriu, in ceea ce priveste
programele de calcul in domeniul inelastic, acestea reprezinta, datorita dificultatilor de
modelare a acestei comportari, o tematica de referinta a cercetarii actuale.
Cel mai frecvent, actiunea dinamica la care se efectueaza calculul este actiunea
seismica.
Cutremurele puternice reprezinta una dintre cele mai distructive actiuni pentru
mediul construcit, iar intelegerea comportarii structurilor la solicitarile induse de acestea
este esentiala pentru prevenirea efectelor lor.
Perfectionarea modelelor pentru calculul postelastic este deosebit de
importanta, deoarece conceptia actuala de proiectare antiseismica admite posibilitatea
ca, la actiunea unor cutremure de pamant puternice, structurile uzuale pentru
constructii sa sufere incursiuni in domeniul postelastic.
Practic, aceasta se realizeaza prin dimensionarea, pe considerente economice,
la forte seismice reduse in raport cu fortele rezultate pe baza spectrului elastic de
calcul.
4.1.2. METODA “1” (METODA DE PROIECTARE CURENTA)
Calculul structurii se efectueaza in domeniul elastic, iar considerarea comportarii
inelastice reale este implicita si simplificata, prin afectarea cu anumiti coeficienti ai
rigiditatilor, eforturilor de dimensionare, etc, in scopul dirijarii mecanismelor de
plastificare intr-un sens favorabil. De asemenea, prin proiectarea elementelor se iau
masuri pentru asigurarea ductilitatii acestora.
Calculul elastic este avantajos din punct de vedere al simplitatii, claritatii si
rapiditatii, fara a oferi informatii explicite asupra evolutiei structurii la solicitari alternante
aflate dicolo de limita comportarii elastice.
Verificarea conditiilor privind deplasarile laterale si ductilitatile (indicatori
caracteristici pentru domeniul postelastic) se realizeaza prin metode aproximative,
bazate pe extrapolarea deformatei elastice a structurii.
Static Liniar (SL) Static Liniar (SL)
Model Plan (PL)+ Spatial (SP) Modelarea Forte conventionale distribu-
Structural considerarea Actiunii ite dupa o lege similara dis-
efectelor din tributiei fortelor de inertie in
tors. generala raspunsul seismic liniar.
Pornind de la aceiasi lege de distributie a fortelor seismice conventionale ca in
metoda SL si considerand o crestere succesiva a acestora se poate pune in evidenta
comportarea neliniara a structurii. Metoda este static neliniara (SNL) si poate fi folosita
numai dupa ce sistemul structural si elementele structurale au fost calculate prin
metodele de proiectare curenta SL; de asemenea au fost dimensionate toate sectiunile.
Metoda pune in evidenta ordinea de aparitie a articulatiilor plastice (AP) pentru
cresteri arbitrare ale nivelului de forte seismice.
4.1.3. METODA “2” (METODA BAZATA PE CONSIDERAREA PROPRIETATILOR
DE DEFORMARE A STRUCTURII)
Dinamic Neliniar (DNL) Dinamic Neliniar (DNL)
Model Plan (PL) Spatial (SP) Modelarea
Structural Actiunii Accelerograme.
Normativul P100/1-2006 recomanda efectuarea analizelor DNL la proiectarea
constructiilor de importanta deosebita si a celor de mare repetabilitate cu structura din
beton armat sau otel.
Calculul in domeniul postelastic da posibilitatea obtinerii unor informatii mult mai
ample, implicand insa depasirea anumitor dificultati si incertitudini, care au intarziat
aplicarea lui in proiectarea curenta.
Dificultatile calculului DNL impun un nivel de pregatire peste medie a inginerului
proiectant. Acesta trebuie sa inteleaga particularitatile modelelor pe care le utilizeaza,
ipotezele care stau la baza lor, precum si limitarile pe care le au. De asemenea, trebuie
sa fie capabil, pe baza informatiei de care dispune, sa poata selecta cele mai adecvate
modele, in functie de structura analizata si de scopul propus analizei, preccum si sa le
combine corect. Alaturi de o modelare corespunzatoare a structurii, este necesara o
cunoastere temeinica a actiunii dinamice (seismice) la care este probabil ca aceasta sa
fie supusa pe durata vietii ei.
Nu trebuie omisa necesitatea familiarizarii inginerului proiectant, cel putin la nivel
elementar, cu particularitatile calculului automat si cu structura generala a programelor
destinate analizei DNL.
In sfarsit, inginerul proiectant trebuie sa aiba capacitatea de a interpreta corect
rezultatele calculului DNL. Acestea pot fi utilizate numai sub rezerva capacitatii
modelului structural utilizat de a reflecta comportarea reala. Experienta profesionala
poate avea un rol hotarator, atat in modelare, cat si in cea de interpretarea a
rezultatelor.
La ora actuala, domeniul analizelor DNL face obiectul a numeroase cercetari
desfasurate pe plan mondial,fiind in acelasi timp in curs un proces amplu de dezvoltare
a programelor de calcul automat destinate acestui scop, ca si de implementare de
modele noi in programele existente. Nu exista inca un acord general asupra
metodologiei care trebuie urmate sau asupra modelelor utilizate, asa cum se intampla
in cazul calculului in domeniul elastic, care este deja integrat in normativele de
specialitate.
Analizele DNL pot urma doua cai :de verificare a comportarii antiseismice a
sistemului structural sau/si de dimensionare.
a) Verificarea DNL a unui sistem structural propune parcurgerea urmatoarelor
etape :
realizarea unui model de calcul structural corelat cu modelul acceptat
de programul de analiza DNL ales;
calculul caracteristicilor de rigiditate pentru toate elementele
structurale; momente de inertie, arii de forfecare, arii, moduli de
elasticitate;
calculul caracteristicilor de rezistenta pentru toate sectiunile
elementelor structurale; momente de curgere, curbe N-M, M-
identificarea excitatiei seismice de tip accelerograme, pentru
verificarea sistemului;
analizarea sistemului si obtinerea raspunsurilor seismice, la nivel de
sistem, subsisteme si elemente structurale;
modificarea valorilor caracteristicilor de rigiditate, rezistenta pentru
elementele care prezinta cerinte de raspunsuri seismice mai mari
decat capacitatile; cerinte de ductilitate mai mari decat valorile
admisibile;
reluarea calculelor DNL cu noile caracteristici.
Se mentioneaza ca in prezent analizele DNL se efectueaza in special pentru
cerificarea comportarii antiseismice a sistemului structural.
b) Dimensionarea unui sistem structural folosind analize DNL reprezinta pentru
moment inca o activitate de cercetare. Studiile realizate in UTCB, Catedra de
Constructii Civile, Inginerie Urbana si Tehnologica si folosite in proiectarea
unor cladiri cu regim mediu si mare de inaltime propun urmatoarea
metodologie de proiectare:
realizarea modelului de calcul structural corelat cu modelul din
programul de calcul automat;
realizarea analizelor de tip SL cu obtinerea raspunsurilor
corespunzatoare: eforturi sectionale, deplasari;
dimensionarea sectiunilor critice considerate ca posibile zone potential
plastice, ale unui mecanism de disipare de energie impus (MDEI) ,
calculul capacitatilor caracteristicilor de rezistenta pentru aceste
sectiuni;
considerarea unor capacitati de rezistenta foarte mari pentru sectiunile
dorite a ramane in stadiul elastic;
selectarea accelerogramelor pentru obtinerea raspunsurilor seismice
maxime;
din analizele DNL se obtine starea de eforturi sectionale
corespunzatoare stadiului elastic dorit si pentru care vor fi
dimensionate toate celelalte sectiuni;
realizarea unei verificari finale a comportarii antiseismice a sistemului
structural cu identificarea tututror cerintelor de raspunsuri seismice.
Conform acestor metodologii se cere incadrarea constructiei in urmatorul
scenariu:
a) la actiunea seismelor slabe, frecvente pe durata de viata a cladirii (seisme
cu perioada scurta de revenire), intregul ansamblu teren-structura-elemente
nestructurale sa ramana in domeniul elastic (fara avarii);
b) la actiunea seismelor moderate, intreaga cladire sa poata suferi un anumit
grad de avariere nestructurala si chiar structurala (incursiuni limitate in
domeniul postelastic) care sa nu-i afecteze functionalitatea;
c) la actiunea seismelor puternice, care survin rar pe durata de viata a cladirii
(seisme cu perioada lunga de revenire), cladirea sa nu se prabuseasca sau
sa nu sufere avarii grave care pot pune in pericol vieti omenesti.
Conform normativului P100/1-2006, rezulta ca proiectarea antiseismica bazata
pe aplicarea reglementarilor acestui normativ asigura, in mare, incadrarea in cerintele
de la punctul b) de mai sus.
Conditia de la punctul c) necesiita, practic, verificarea ca cerintele de ductilitate
in elementele si zonele vitale pentru stabilitatea structurii sunt inferioare capacitatilor lor
de deformare asigurate prin proiectare.
Datorita caracterului neliniar al comportarii structurii, in analizele DNL nu mai
poate fi aplicat principiul suprapunerii efectelor, precum in metoda curenta de
proiectare “1”. Starea de eforturi si deformatii in structura, existenta inainte de aplicarea
solicitarilor dinamice, trebuie cunoscuta si reprezinta conditiile initiale in determinarea
raspunsului. De obicei, starea initiala de eforturi si deformatii se defineste prin
precizarea ipotezelor de incarcare statica. Inainte de efectuarea analizelor DNL propriu
zise trebuie efectuate una sau mai multe analize statice liniare (SL), corespunzator
acestor ipoteze.
4.1.4. METODA “3” (METODA SPECTRELOR SEISMICE DE RASPUNS
INELASTIC)
In majoritatea prescriptiilor actuale de proiectare antiseismica, printre care si
normativul romanesc P100/1-2006, estimarea fortelor seismice pe structura se
realizeaza pe baza unui concept esentialmente elastic.
Calculul are la baza utilizarea metodei superpozitiei modale, pentru un spectru
elastic de proiectare dat.
Fortele seismice astfel determinate se afecteaza cu coeficienti de reducere, in
acord cu conceptia generala de proiectare, care permite incursiuni in domeniul
postelastic ale structurilor obisnuite, la actiunea unor cutremure puternice.
Prin prescriptiile specifice diferitelor tipuri de sisteme structurale se introduc
prevederi de calcul si prevederi constructive, destinate dirijarii mecanismelor de
plastificare intr-un sens favorabil practic, se realizeaza un calcul elastic, ale carui
rezultate se corecteaza pentru a tine seama de efectele comportarii inelastice.
Printre metodele de investigare a raspunsului seismic al structurilor la cutremure
puternice se inscrie si metoda spectrelor seismice de raspuns / de actiune. Teoria
spectrelor de raspuns poate fi abordata atat in cazul sistemelor cu comportare elastica
cat si in cazul celor cu comportare inelastica (elasto-plastica) si a fost elaborata si
dezvoltata in california (USA) de catre Biot si Housner (1941).
Spectrele seismice sunt reprezentari grafice cu caracter aproximativ ale valorilor
maxime / “spectrale” ale raspunsului la un cutremur ale unui set limitat de oscilatoare
cu 1 GLD (pendule rasturnate monomasice) cu caracteristici dinamice proprii diferite (Ti
perioade proprii de vibratie neamortizate diferite (0… 3-6 sec) si cu aceiasi fractiune din
amortizare critica ( = 0; 2%; 5%; 10%; 20%), pe un larg domeniu de valori.
Fiecare spectru corespunde unei miscari unice a terenului, specifice unui anumit
amplasament. Spectrele se stabilesc de obicei pentru: deplasari relative (DR), viteze
relative (VR), acceleratii absolute (AA) dar si pentru forta maxima de inertie (forta
seismica), energii totale maxime sau orice alta caracteristica dinamica.
In conceptul spectrelor seismice de raspuns sunt folosite fie inregistrari existente
ale miscarilor seismice (accelerograme naturale), fie accelerograme generate artificial.
Spectrele de raspuns se pot obtine direct prin discretizarea accelerogramelor iar
exactitatea rezultatelor depinde de intervalul de timp in care a fost discretizata
accelerograma. Se vede deci ca stabilirea spectrelor de raspuns, se bazeaza pe un
proces de operare numerica, aproximativ, deoarece valorile maxime se determina
numai in punctele discrete stabilite de la inceput desi pot exista astfel de valori si in
intervalele dintre aceste puncte. In general erorile care apar in aceste metode numerice
sunt acceptabile in conditiile in care intervalul de timp este in mod corespunzator ales.
La ora actuala, tot mai multi autori sugereaza perfectionarea modului de
abordare prin introducerea de la inceput in calculul parametrilor specifici comportarii
inelastice si utilizarea directa a spectrelor seismice de raspuns inelastice (SSRI).
Reorganizarea metodelor de proiectare necesita insa un efort considerabil,
teoretic si experimental, de clarificare a unor concepte inca insuficient studiate, inainte
de a trece la implementarea lor in prescriptii.
Recent profesorul V.V. Bertero de la Universitatea Berkeley din California a
elaborat doua metodologii din care una aplicabila pentru structurile cladirilor noi, iar
cealalta pentru investigarea si consolidarea structurilor cladirilor existente:
Pentru structurile cladirilor noi, se propune o metodologie de proiectare
antiseismica care sa ia in considerare in mod simultan cerintele de capacitate de
rezistenta si rigiditate si efectele lor combinate asupra cerintelor si disponibilitatilor
energetice ale intregului sistem structural. Numele sau generic este cel de
“metodologie conceptuala”, termenul fiind introdus in 1992 de R.D. Bertero si V.V.
Bertero in lucrarea “Tall reinforced concrete building: development of conceptual
seismic-resistant design methodology”. Metodologia reprezinta la ora actuala una
din cele mai concrete si mai bine structurate abordari in cadrul celor privind
proiectarea antiseismica moderna a structurilor.
Presupunand cunoscute functiunea, amplasamentul, configuratia generala, tipul de
sistem structural si schema structurii cladirii ce urmeaza a fi proiectate precum si
materialele din care sunt alcatuite elementele structurale si nestructurale, dotarile,
metodologia urmareste in principiu doua faze:
stabilirea accelerogramelor de proiectare care necesita:
achizitia de date:
identificarea surselor de cutremure de pamant pentru
amplasamentul respectiv
considerarea efectelor topografiei locale si a stratificatiei
terenului
evaluarea potentialului de avariere al sistemelor corespunzator
diferitelor perioade de revenire (TR) cu selectarea acestora
proiectarea preliminara propriu-zisa.
Schemele bloc sunt prezentate in figura 4.1 si 4.2.
Pentru structurile cladirilor existente mai multe lucrari ale profesorului V.V.
Bertero si ale colaboratorilor sai, propun strategii de consolidare antiseismica a
structurilor existente, in care un rol important apartine informatiilor furnizate de
SSRI. Lucrarea “Seismic upgrading of existing structures” sintetizeaza principalele
strategii de interventie, bazate pe utilizarea SSRI ale energiei input , coeficientului
Cy si deplasarilor. Pornind de la relatia generala de proiectare:
CERINTE CAPACITATI
se analizeaza ecuatia bilantului energetic:
EI = EE + ED cu EE=EK + ES iar ED=E + EH
Unde:
- EI = energia indusa de seism (input)
- EK = energia cinetica
- ES = energia potentiala de deformatie elastica
- E = energia disipata prin amortizare vascoasa
- EH = energia histeretica
- EE = energia inmagazinata elastic in structura
- ED = energia disipata
Se observa ca EI reprezinta cerintele iar EE+ED reprezinta capacitatile.
Alegand strategia cea mai avantajoasa de crestere sau, dupa caz, de reducere
ai unor termeni se poate decide modalitatea de interventie asupra structurii.
In figurile A4.1 A4.4 se prezinta un set de spectre pentru accelerograma
Vrancea NS 1977, inregistrata la INCERC, corespunzator unui ag=0.24g.
SCHEMA GENERALA A METODOLOGIEI CONCEPTUALE:
Fig. 4.1.
PROIECTAREA PRELIMINARA
STABILIREA ACCELEROGRAMELOR DE PROIECTARE
ACHIZITIA DATELOR
SCOP: STABILIREA ACCELEROGRAMELOR MISCARILOR
SEISMICE, PENTRU DIFERITE NIVELURI DE SIGURANTA
PRELUCRAREA DATELOR
SCOP: OBTINEREA SSRE PENTRU NIVELUL “E” SI A SSRI PENTRU
NIVELUL “S”
PROIECTAREA PRELIMINARA PROPRIU-ZISA
ANALIZA PRELIMINARA
SCOP: STABILIREA CRITERIILOR DE
PROIECTARE, DETERMINAREA PERIOADEI
PROPRII MAXIME SI A FORTELOR SEISMICE DE
CALCUL
CALCULUL PRELIMINAR
SCOP: DETERMINAREA
DIMENSIUNILOR ELEMENTELOR SI A
ARMARILOR
ANALIZA SOLUTIEI PRELIMINARE
SCOP: DETERMINAREA
CORECTITUDINII PROIECTULUI
CONTROLUL SOLUTIEI PRELIMINARE
PROIECTAREA FINALA
PROIECTAREA FINALA
SCOP: DETERMINAREA ARMARILOR DEFINITIVE
CONTROLUL PROIECTULUI FINAL
SCOP: EVALUAREA CORECTITUDINII PROIECTULUI FINAL SI OBTINEREA DE INFORMATII PENTRU
DETALIEREA ELEMENTELOR, IN SCOPUL ASIGURARII UNEI COMPORTARI DUCTILE A STRUCTURII
DACA NU ESTE CORECTA
DACA ESTE CORECTA
ANALIZA PRELIMINARA
Fig. 4.2
NIVELUL “E” NIVELUL “S”
Indice maxim al deplasarii relative de nivel
Indice maxim al deplasarii relative de nivel
Efecte n GLD Torsiune in
domeniul elastic
Efecte n GLD Torsiune in domeniul
postelastic Avariere
acceptabila
SDE maxim 1 GLD
SDI maxim
1GLD
Efecte nGLD
Torsiune in domeniul
elastic
Efecte n GLD Torsiune in
dom. postelastic Avariere
acceptabila Rezerve de rezistenta
T1
Tmax Tmax
Proiectare preliminara Dimensiuni elemente
Valori proprii Calcul elastic
T1 > Tmax
SD SSRE
, niv. “E” Tmax T
SD SSRI
, niv. “S”
1GLD Tmax T
Cy SSRE
, niv. “E” T1 T
Cy SSRI
, niv. “S”
1GLD T1 T
Forte seismice de calcul niv. “E” Forte seismice de calcul niv. “S”
4.1.5. METODA DE CORELARE INTRE DEPLASARILE ABSOLUTE DE NIVEL
PENTRU SISTEMUL CU MAI MULTE GRADE DE LIBERTATE DINAMICA SI
SPECTRELE DE DEPLASARE LINIARE (Sd,L) SI NELINIARE(Sd,NL)
Cerintele efectuate in diferite lucrari elaborate in ultimii 10 ani au fundamentat
conceptul ca deplasarile absolute pentru sistemele cu mai multe grade de libertate
dinamica, care oscileaza in mod predominant dupa modul 1 de vibratie, sunt corelate
puternic cu deplasarile indicate de spectrele de deplasare liniare (Sd,L) si neliniare
(Sd,NL) realizate pentru sisteme cu un grad de libertate dinamica. Au fost stabilite relatii
simple de calcul intre deplasarea absoluta la nivelul rezultantei fortelor seismice cu
valorile spectrale Sd,L si Sd,NL .
Metoda de corelare propusa consta in urmatoarele operatii:
Pentru sistemul real cu mai multe grade de libertate dinamica (SMGL) se
determina sistemul echivalent cu un singur grad de libertate dinamica
(SUGL), care are aceiasi perioada fundamentala T si un coeficient care tine
seama si de influentele suprapunerii modurilor de vibratie (in mod
aproximativ se propune pentru valoarea 0.85 conform P100/1-2006).
Pentru SMGL se determina valoarea bratului de parghie z pentru rezultanta
fortelor seismice maxime calculate cu relatia:
max,
,
B
Bov
Q
Mz
unde: QB,max este forta taietoare maxima la baza sistemului iar Mov,B este
momentul de rasturnare corespunzator fortei QB,max (fig. 4.3);
Presupunand cunoscuta deformata sistemului, valoarea deplasarii absolute
la nivelul corespunzator pozitiei rezultantei fortelor seismice se noteaza cu Uz
denumindu-se deplasare absoluta caracteristica pentru sistemul SMGL;
Deplasarea absoluta caracteristica Uz se poate determina cu relatia
aproximativa:
dz SU sau aproximativ dz SU 85.0
unde Sd este valoarea spectrului de deplasare pentru perioada fundamentala T;
In mod aproximativ, pentru structurile de tip dual, valoarea deplasarilor
absolute de nivel la varful constructiei, Uv, se poate estima cu relatia :
zv UU 70.1 sau dv SU 35.1
Aceasta metoda poate si trebuie sa fie folosita in etapele preliminare de
proiectare atat pentru structurile cladirilor noi cat si pentru consolidarea structurilor
cladirilor existente. Normativul P100/1-2006 contine indicatii pentru determinarea
rigiditatii structurii astfel incat deplasarile relative de nivel sa respecte conditia
‰5
e
r
H
Pentru Erbil, datorita caracteristicilor seismelor care au perioade dominante de
1-1.5 sec., conditia de mai sus este destul de greu de indeplinit pentru structurile in
cadre, sau pentru cladirile cu regim mare de inaltime. Este necesara, deci, folosirea
unor metode simplificate de verificare a rigiditatii sistemului structural nou, existent sau
existent cu consolidare
Uv
QB,max Uz
H
Z
Mov,B Fig.4.3
Aceasta metoda permite estimarea cerintelor de rigiditate exprimate prin rotirea
maxima de etaj, cu ajutorul relatiei: H
U v max
__
maxmax in care se pot introduce
valorile aproximative dv SU 35.1 ; si max = 1.30 ceea ce va conduce la
H
Sd75.1max .
In cazul interventiilor asupra sistemului structural al cladirilor existente trebuie sa
se urmareasca succesiv realizarea urmatoarelor etape:
- schimbarea perioadei proprii de vibratie T1 (prin dirijarea rigiditatii de sistem)
in sens favorabil, care prin intermediul spectrelor de deplasare ale unui
sistem cu parametrii cunoscuti conduc la satisfacerea unei valori preferate
pentru Uv,max;
- impunerea formei deformatei de sistem prin dirijarea variatiei parametrilor
interiori astfel incat sa se realizeze o uniformizare a rigiditatilor pe inaltimea
structurii.
4.1.6. ASPECTE PRIVIND FOLOSIREA SPECTRELOR DE ACCELERATII, Sa,
PENTRU CALCULUL FORTEI TAIETOARE DE BAZA
Spectrele de acceleratii, liniare (Sa,L) si neliniare (Sa,NL) pot fi folosite in fazele
preliminare de proiectare pentru cladiri noi sau pentru cele existente care necesita o
consolidare, fie pentru sistemul structural sau numai pentru un subsistem structural,
pentru determinarea fortei taietoare de baza QB si pentru CB (coeficient seismic de
baza). (fig. 4.4)
Sa
Fig. 4.4
T1 T2 T (sec)
Se cunosc:
- ag este acceleratia de proiectare a terenului (m/s2)
- este factor de amplificare dinamica pentru structura
- spectrul de acceleratii Sa=ag* (m/s2)
- forta taietoare de baza QB=(Sa/g)*G* (tf)
- g = 9.81 (m/s2) – acceleratia gravitationala
- – coeficient de echivalenta corespunzator modului 1; se poate
lucra cu valoarea 0.85
De asemenea cunoscand perioada proprie de vibratie T1 se poate calcula
valoarea fortei taietoare de baza.
Coeficientul seismic de baza G
QC B
B , se poate determina foarte usor si este
necesar pentru folosirea si a celorlalte tipuri de spectre de raspuns (elastice sau
inelastice)
Este necesara introducerea unui parametru nou LB
yB
C
C
,
, unde:
- CB,L = coeficientul seismic de baza corespunzator comportarii perfect
elastice;
- CB,y = coeficientul seismic de baza corespunzator comportarii inelastice
4.2. MODELAREA COMPORTARII STRUCTURALE DE ANSAMBLU
Tinand seama, pe de o parte, de modelul de comportare al structurii, care poate
fi liniara (L) sau neliniara (NL), iar pe de alta parte de modelul actiunii seismice, care
poate fi considerata fie sub forma echivalenta, fie sub forma dinamica care tine seama
de caracteristicile modale ale structurii, fie sub forma modelarii excitatiei seismice prin
accelerograme, se pot deosebi urmatoarele patru clase principale de proiectare
antiseismica din punct de vedere al masurilor de conformare:
- proiectare statica liniara (SL)
- proiectare statica neliniara (SNL)
- proiectare dinamica liniara (DL)
- proiectare dinamica neliniara (DNL)
Totodata se mentioneaza caracterul spatial al miscarii seismice a pamantului si
caracterul spatial al comportarii structurii. In lumina celor prezentate conceptul filozofiei
care trebuie sa stea la baza analizarii comportarii structurale, fie ca operatiune de
proiectare, fie ca operatiune de cercetare consta in folosirea combinata a ansamblului
diferitelor metodologii de calcul, fapt care necesita formularea unor multitudini de
modele de calcul structural si de modele ale excitatiei seismice. Din punct de vedere
practic aceasta inseamna ca rezolvarea analizarii comportarii seismice a unei structuri
nu se poate face, practic, cu un singur model de calcul.
4.2.1. MODELE DE CALCUL PLANE
In cazul utilizarii unui program pentru analiza DNL bazat pe un model structural
de tip cadru plan (fig. 4.5), procedeul uzual de modelare a unei structuri spatiale este
urmatorul:
se imparte structura in cadre plane orientate dupa directia pe care se
efectueaza calculul , iar acestea se asambleaza, unul in continuarea celuilalt,
prin intermediul unor penduli orizontali amplasati la nivelul planseelor,
obtinand un singur cadru, plan;
in cazul in care structura este alcatuita din mai multe cadre paralele, cu
caracteristici identice, acestea pot fi condendate intr-un singur cadru, cu
proprietati echivalente.
Limitarile modelelor de calcul plane sunt evidente, avantajele lor constand in
reducerea numarului de calcule (deci a timpului de pregatire a datelor, de rulare a
programului si de interpretare a rezultatelor) si in relativa simpitate a modelelor de
element.
Si
Acc sau
CL1 CL2 ...CL6 CL7
PENDULI Fig. 4.5. - Model de calcul plan
4.2.2. MODELE DE CALCUL SPATIALE
In cazul modelelor de calcul spatiale pot fi luate in considerare aspecte
suplimentare ale comportarii de ansamblu. (fig. 4.6.)
CR
CM
Si
Fig. 4.6.
4.2.2.1. TORSIUNEA GENERALA
Efectele torsiunii generale pot fi substantiale pentru anumite configuratii
structurale. Considerarea explicita a torsiunii la solicitari dinamice este singurul
procedeu exact. Procedeele aproximative pentru determinarea solicitarilor din torsiune
generala pe baza unor relatii de echilibru static pentru fiecare din directiile principale
ale structurii sunt partial neacoperite, deoarece nu tin seama de efectele dinamice.
De asemenea, utilizarea modelelor de calcul plan in analiza DNL poate conduce
la neglijarea efectelor torsiunii in domeniul postelastic. Acestea pot fi importante si pot
diferi substantial de cele din domeniul elastic de comportare
4.2.2.2 MODELE DE CALCUL CONDENSATE
Un model de calcul condensat (MCS-condensat) corespunde de fapt unei
structuri condensate care este simplificata in raport cu MCS pentru structura reala, de
obicei, datorita capacitatii de rezolvare a programelor de calcul (in cazul cladirilor din
orientul mijlociu aceste probleme sunt frecvente), sau pentru micsorarea efortului de
calcul.
In acest sens, structura condensata are un caracter de idealizare, putand avea
un numar mai redus de niveluri de oscilatie, elemente structurale (bare, placi), noduri,
legaturi. MCS condensat trebuie sa fie puternic corelat cu MCS real pe baza criteriilor
de echivalenta a caracteristicilor: de masa, de rigiditate, a celor dinamice, a
capacitatilor de rezistenta si pe baza criteriilor de raspunsuri seismice identice privind
cerintele de deformare, de deplasare, de rezistenta, de disipare de energie si de
ductilitate.
Modelarea condensata se poate aplica fie pentru o componenta structurala
(cadru, perete cuplat), fie pentru grupuri de componente structurale (cadre, pereti
cuplati si pereti necuplati), fie pentru un subsistem sau sistem structural.
In compararea caracteristicilor de calcul ale MCS condensat cu cel real,
caracteristici care inseamna “date de intrare pentru programele de calcul” si-n
compararea caracteristicilor de comportare ale MCS condensat cu cele ale modelului
real, apare problema gradului de fidelitate.
Modelarea condensata necesita doua operatii principale: operatia de
condensare si operatia de expandare. Condensarea implica condensarea maselor, a
rigiditatilor si a capacitatilor de rezistenta, etc. Expandarea consta in operatiile de
prelucrarea caracteristicilor respunsurilor seismice ale MCS real. Pentru unele cerinte,
valorile caracteristicilor pot fi identice (cerinte de deplasari, cerinte de sistem sau
subsistem structural, cerinte de disipare de energie (ca valoare totala si ca distributie);
pentru alte aspecte, de exemplu cerintele de ductilitate pentru A.P. nu se mai poate
vorbi de valori identice.
Conceptul de modelare condensata reprezinta de fapt atat un instrument de
calcul cat si un instrument de gandire, care usureaza clarificarea aspectelor de
proiectare sau de cercetare conceptuala, precum si clarificarea si usurarea proceselor
de disiparea raspunsurilor seismice.
4.2.2.3 DEFORMABILITATEA PLANSEELOR
In cazul structurilor cu plansee din beton armat, o idealizare curent utilizata este
considerarea acestora ca fiind infinit rigide in planul lor (“diafragme orizontale” sau
“saibe rigide”). Din punctul de vedere al modelului structural, aceasta se traduce prin
reducerea numarului de grade de libertate nodale pe fiecare nivel, datorita
constrangerii nodurilor de a urma miscarea de solid rigid a planseului.
In cazul planseelor alcatuite din alte materiale (elemente metalice cu
contravantuiri) sau a planseelor de beton armat cu deschideri mari si perforari
numeroase, aceasta idealizare nu mai este valabila.
Programele avansate de calcul permit considerarea tuturor gradelor de libertate,
fie pentru toate nodurile, fie doar pentru unele dintre ele, in functie de configuratia
structurala.
4.2.2.4. MODELAREA ELEMENTELOR NESTRUCTURALE
Raspunsul seismic al constructiei in ansamblul ei poate fi afectat, in unele
cazuri, de elementele nestructurale. Un exemplu il reprezinta panourile de zidarie de
umplutura la structurile in cadre. Acestea, in special daca sunt impanate in ochiuri de
cadru, pot interactiona local cu elementele cadrului, iar la solicitarile puternice pot lucra
ca disipatori de energie.
Efectele mentionate trebuie luate in considerare in analiza DNL, prin utilizarea
unor modele de elemente adecvate.
4.2.3. REZISTENTELE MATERIALELOR
In analiza DNL a structurilor din beton armat, stabilirea capacitatilor portante si a
ductilitatilor se realizeaza pe baza unor valori ale rezistentelor materialelor apropiate de
cele medii (pentru beton Rc=1.75Rc, iar pentru armatura Ra=1.35Ra). Valorile sunt
justificate pe baze probabilistice. De asemenea, pentru deformatia specifica ultima in
armatura se admite valoarea de 5%, tinand seama ca gradul de avariere admis este
mai avansat.
4.2.4. MODELELE HISTERETICE LA NIVEL DE SECTIUNE
Programele de calcul avand modele de element bazate pe teoria plasticitatii
aproximeaza comportarea sectiunii printr-o unica lege histeretica, exprimata in eforturi
si deformatii specificate prin:
coordonatele efort unitar-deformatie specifica ale unor puncte de referinta
(fisurare, plastificare etc);
parametrii si caracteristicile curbelor care unesc aceste puncte (ecuatia
curbei, panta dreptei);
regulile si parametrii asociati comportarii la solicitari alternante (degradarea
de rigiditate la descarcare, curba de reincarcare, etc);
Printre fenomenele mai importante care trebuie modelate sunt de mentionat, in
cazul structurilor din beton armat:
consolidarea otelului;
fenomenul de “pinching” (ciupire) a curbei histeretice a otelului, care apare la
solicitari alternante;
comportarea betonului la incarcare pana la punctul de plastificare la
compresiune: palier sau panta descendenta dependenta de gradul de
confinare, racordata eventual cu palier (tip CEB);
comportarea betonului la intindere;
comportarea betonului la descarcare si reincarcare, degradarea de rigiditate.
Una dintre ipotezele simplificatoare frecvent adoptate in programele de calcul
destinate analizelor DNL este neglijarea lungimii pe care se dezvolta deformatiile
plastice in element. Se considera astfel ca plastificarile apar sub forma asa-numitelor
“articulatii plastice punctuale”, localizate in cate o singura sectiune, de obicei la
capetele elementelor.
Dincolo de simplitatea modelului, care nu necesita specificarea lungimii aferente
a AP, limitarile sale sunt evidente si pot conduce chiar la rezultate nerealiste, generate,
de exemplu, de subestimarea deplasarilor structurii.
Modelele avansate de calcul implementate in programele moderne de analiza
DNL includ, simplificat sau explicit, considerarea lungimii AP. (fig. 4.6.)
F sau M
Fy+ sau My+ K2
K1 K1
K1 sau
Fy- sau My-
K2
a) Descarcare inelastica
F sau M
K2
Fy+ sau
My+ K1
sau
K2 Fy- sau My-
b) Descarcare elastica
F sau M
K2
Fy + sau My+
K1 K1
sau
K2
K1
Fy- sau My-
K2
K1= rigiditatea initiala
c) Descarcare inelastica cu inchiderea fisurii
Fig. 4.6. Optiuni de comportare
Efort de forfecare Y
Cedare fragila
X
Comportare ductila
Deformatie de forfecare
Fig. 4.7. Relatia efort-deformatie pentru elementul de tip “panou de umplutura”
P
My- My+ M
a) Suprafata de interactiune de tip “grinda”
P
Pyc
B A
PA
My- My+ PC M
C
D
Pyt ( PA / Pyc ) = ( PC / Pyt )
analog pentru punctele B si D
b) Suprafata de interactiune de tip “stalp metalic”
Pyc P
B A
My- My+ M
Pyt
c) Suprafata de interactiune de tip “stalp din beton armat”
Fig. 4.8. Suprafete de interactiune
4.3. MODELAREA ACTIUNII SEISMICE
4.3.1 FORTA SEISMICA CONVENTIONALA CONFORM NORMATIVULUI P100/1-2006
S=c x G unde:
G= Gi - greutatea totala a cladirii ca suma a greutatilor tuturor nivelurilor
care intra in oscilatie
c=( x x ag x qxg) unde
= coeficient functie de clasa de importanta a cladirii = (0.8-1.4)
= coeficient de amplificare dinamica = (1-2.5)
ag = acceleratia de proiectare a terenului a,max = (0.08-0.32)
q= factor de comportare
= coeficient de echivalare intre sistemul real cu n GLD si sistemul
echivalent cu 1 GLD
Figura 4.9. Spectrul normalizat de raspuns de raspuns elastic pentru acceleraţii pentru
componentele orizontale ale mişcarii terenului, în zonele caracterizate prin perioada
de control (colţ): TC = 1,6s.
4.3.2. MODELAREA ACTIUNII SEISMICE CORESPUNZATOARE
METODELOR DE CALCUL DE TIP „2” DL (DINAMIC LINIARE) SI DNL (DINAMIC
NELINIARE)
Actiunea seismica este definita cu ajutorul unor accelerograme ale miscarii
terenului actionand pe cele 3 directii ortogonale: doua orizontale si una verticala.
Pentru calculul la actiunea seismica orizontala este suficienta o singura accelerograma
orientata in plan pe o directie oarecare.
Accelerogramele naturale (inregistrate) de proiectare trebuie sa satisfaca
urmatoarele conditii:
a) Sa fie reprezentative atat pentru teren cat si pentru structura. Pentru a se
obtine raspunsurile seismice ale sistemului structural, perioada proprie fundamentala
(respectiv frecventa proprie) a constructiei trebuie sa se gaseasca in domeniul
dominant de perioade proprii (respectiv frecvente proprii) al accelerogramei. Din
acest punct de vedere accelerogramele pot fi cu banda ingusta sau lata de frecvente
proprii.
Selectarea accelerogramelor pentru obtinerea raspunsurilor seismice se poate
realiza utilizand spectrele de raspuns elastice si inelastice.
Spectrele corespunzatoare sistemelor cu 1 GLD, sunt realizate pentru un numar
mare de accelerograme si considerand variatia urmatorilor parametrii: amortizarea
vascoasa, capacitatea de rezistenta.
Perioada proprie fundamentala de vibratie a cladirii reprezinta parametrul cel
mai important pentru corelatiile intre sistemul cu n GLD si sistemul cu 1 GLD.
Sunt selectate accelerogramele ale caror spectre de raspuns prezinta un
domeniu propriu dominant de perioade (respectiv frecvente) in care se afla si
perioadele proprii fundamentale ale cladirilor si care conduc la raspunsuri maxime de
sistem structural, subsisteme si elemente structurale.
b) Scalarea accelerogramelor se face functie de valorile ag ale amplasamentului;
functie de valorile ag majorate; cand se urmareste asigurarea la diferite niveluri de
intensitate ale unui seism.
at = x ag
at= acceleratia maxima a miscarii terenului
Selectarea accelerogramelor naturale pentru calcul seismic liniar si neliniar al
structurilor trebuie sa respecte un set de criterii referitoare la:
acceleratia de varf a amplasamentului
spectrul normalizat de raspuns pentru acceleratii
densitatea spectrala de putere pentru durata fazei semnificative a miscarii
Pentru calculul raspunsului seismic al structurilor se pot folosi una sau mai multe
accelerograme naturale.
Accelerogramele se definesc in camp deschis, prin 2 componente orizontale si
una verticala. In cazul in care raspunsul structurii se calculeaza pentru trei
componente ale miscarii actionand simultan, cele trei componente trebuie sa fie diferite
si statistic independente.
Durata accelerogramelor trebuie sa fie selectata in acord cu experienta seismica
de care se dispune.
Miscarile seismice de proiectare intr-un amplasament se definesc pe baza unui
spectru de raspuns specificat. Accelerogramele de proiectare trebuie sa respecte
urmatoarele reguli exprimate in legatura cu acest spectru:
acceleratia de varf a accelerogramei trebuie sa fie egala sau sa depaseasca
acceleratia de varf pentru proiectare specificata pentru zona seismica a
amplasamentului;
raportul, calculat perioada cu perioada, (frecventa cu frecventa) intre spectrul
de raspuns mediu (calculat din mai multe accelerograme individuale) si
spectrul de proiectare specificat sa fie 1.0.
Accelerogramele individuale considerate in proiectare trebuie sa fie consistente
cu o densitate spectrala de putere minima, specificata pentru anumite conditii locale de
teren si amplasament.
Principalii parametrii care caracterizeaza accelerograma de proiectare sunt:
acceleratia maxima a miscarii terenului - at
continutul de frecvente definit prin spectrul de putere Sp;
durata miscarii seismice;
4.4. INTERPRETAREA REZULTATELOR CALCULELOR SEISMICE
STRUCTURALE
4.4.1. RASPUNSURI SEISMICE CORESPUNZATOARE METODELOR DE TIP
A - SL (STATIC LINIARA)
4.4.1.1 RASPUNSURI SEISMICE PENTRU SISTEMUL STRUCTURAL
Eforturile sectionale globale de sistem (fig. 4.9) :
Forte seismice
Forte taietoare
Momente de rasturnare
Momente de torsiune
Deplasari de nivel - deformata de sistem (Fig. 4.10)
Deplasari relative de nivel (Fig. 4.10, 4.11)
Deformata unghiulara de nivel (Fig. 4.12)
Si = forte seismice de nivel Qi = forte taietoare de nivel Mov,i= momente de rasturnare de nivel Fig. 4.9 Si Qi Mov,i Un unde Ui =deplasari absolute de nivel
Ui i = deplasari relative de nivel U1
1 i n Fig. 4.10 - Deformata de sistem structural
Relatii de calcul pentru deplasarea relativa de nivel (i)
dupa Bertero i={x,ist - x,i-1
st - [He(y,i-1st -y,i-1
dr)/L]}/sau
unde :
cd
cddc
ab
baab
kbd
dbbd
ac
caack
EI
MM
EI
MMx
HEI
MM+
EI
MMx
24
Hx
1 li
c Mca Mdc Mcd Mdb d
Mac Hk a Mab Mba Mbd b l Fig. 4.11
relatie simplificata i=x,ist - x,i-1
st
Deformatii unghiulare de nivel (i)
i=i/Hi i,adm
Valorile admisibile de deformatii unghiulare de nivel de 5-8 ‰ prevazute in
NP100/1-2006 sunt corespunzatoare zidariei de caramida sau beton celular
autoclavizat.
Pentru alte solutii de inchidere si compartimentare furnizorul trebuie sa indice
valorile admisibile.
xist xi
dr
yist
yidr
He
yi-1dr
yi-1st
xi-1st L
xi-1dr Fig. 4.12
4.4.1.2.RASPUNSURI SEISMICE PENTRU SUBSISTEMELE STRUCTURALE Fig. 4.13 Eforturi sectionale globale preluate de fiecare subsistem structural: forte taietoare, momente de rasturnare Q,susist.pereti Q,subsistem cadre Mov Mov subsistem cadre subsistem pereti 4.4.1.3. RASPUNSURI SEISMICE LA NIVEL DE ELEMENTE STRUCTURALE
eforturi sectionale : eforturi axiale, forte taietoare, momente incovoietoare,
momente de torsiune
4.4.2. RASPUNSURILE SEISMICE CORESPUNZATOARE METODELOR DE TIP “2”
- DINAMIC NELINIARE (DNL)
4.4.2.1. MDEI (MECANISMUL DE DISIPARE DE ENERGIE PRIN DEFORMATII
POSTELASTICE IMPUS DE PROIECTANT: APARITIA AP (ARTICULATIILOR
PLASTICE) IN ZONELE IMPUSE DE PROIECTANT
Articulatiile plastice vor fi
inzestrate cu capacitate de rezistenta si
de ductilitate suficiente pentru o
comportare ductila. Analizele DNL ofera
o istorie in timp a MDEI (TH-MDEI); se
remarca o corelatie puternica a undelor
accelerogramelor cu undele MDE.
Fig. 4.14
AP
Fig. 4.15.
Daca AP apar si in alte zone decat cele dorite de proiectant inseamna ca trebuie
intervenit, in sensul majorarii capacitatilor de rezistenta ale sectiunilor care s-au
plastificat in afara MDE favorabil.Trebuie identificat in mod obligatoriu ca sistemul
structural sa nu aiba tendinta formarii unui mecanism (cinematic) de nivel prin formarea
de AP.
4.4.2.2. CERINTE DE DUCTILITATE
Pentru un cutremur dat elementele structurale care se plastifica prezinta valori
de “cerinte de ductilitate” care trebuie comparate cu valorile de “capacitati de ductilitate”
corespunzatoare .
Se mentioneaza ca valorile de “capacitati” sunt date destul de aproximativ pe
baza datelor experimentale sau pe baza unor metode analitice mai sofisticate.
Programul furnizeaza valori de cerinte de ductilitati rotationale
= (max / curgere).
Ductilitatile pot fi exprimate ca valori maxime sau cumulative, in cel din urma caz
furnizand si informatii asupra evolutiei deformatiilor respective. La nivel structural se
poate calcula o ductilitate de deplasare laterala
= ( Umax,varf / Umax,varf, pentru prima AP in stalpi la baza)
4.4.2.3 DEPLASARILE MAXIME DE NIVEL (Ui), DEPLASARILE RELATIVE DE
NIVEL (i),DEFORMATIILE UNGHIULARE DE NIVEL (i)
Programele de calcul DNL pun in evidenta doua serii de valori pentru
caracteristicile enumerate mai sus:
istoria in timp a deplasarilor de nivel TH(Ui);TH(i);TH(i) (fig. 4.16. c)
valorile maxime nesimultane selectate din toata analiza pe toata durata
considerata a cutremurului (fig. 4.16. a,b)
Uv,max i,max Ui
Ui,max
t
(sec.)
a b c
a) valori maxime pentru deplasarile absolute de nivel Ui, nesimultane
b) valori maxime pentru rotirile relative de nivel I, nesimultane
c) TH (Ui)
Fig. 4.16.
undele valorilor TH(Ui) prezinta corelatia puternica fata de undele
accelerogramei cu care s-au realizat analizele DNL;
valorile i,max sunt comparate cu valorile admisibile corespunzatoare
elementelor nestructurale si structurale
4.4.2.4. DEGRADAREA DE RIGIDITATE
Degradarile de rigiditate din zonele plastice potentiale ofera informatii privind
gradul de avariere al zonelor respective. In general, degradarea de rigiditate se
modeleaza analitic ca o functie de ductilitate maxima atinsa in ciclurile precedente de
incarcare.
Daca degradarea de rigiditate prezinta valori importante, este necesara o noua
interventie asupra rigiditatii elementelor structurale si o noua analiza DNL.
4.4.2.5. BILANTUL ENERGETIC
Bilantul energetic pe structura da posibilitatea evidentierii modului in care
structura preia energia indusa de seism. Relatia de calcul este urmatoarea:
EI=ES+Ed+EK+EH
unde:
EI = energia indusa de seism (energia input)
ES = energia de deformatie elastica
Ed = energia disipata prin amortizare vascoasa
EK = energia cinetica
EH = energia disipata prin histerezis inelastic
Programele de calcul furnizeaza valori maxime ale EH la fiecare nivel
(Fig.4.17.a) si valori cumulative si comparative ale energiilor (fig. 4.17. b).
E
EI
ES
EK
EH
t (sec)
a b
Fig. 4.17.
4.4.2.6. CURBELE HISTERETICE PE ELEMENTE SI CURBELE P-
Programele afiseaza istoria in timp a perechilor de valori: rotire-momente, forta-
deplasare. Se pot trasa astfel si curbele histeretice atat pentru sectiune, element, M-
(fig. 4.18. a) si pentru sistemul structural (P-) (fig. 4.18. b)
M P
a b
Fig. 4.18.
Se mentioneaza ca tipurile de modele histeretice implementate in programe
influenteaza curbele histeretice.
4.4.2.7. EFORTURI SECTIONALE PENTRU SISTEMUL STRUCTURAL,
SUBSISTEME SI ELEMENTE STRUCTURALE
raspunsurile seismice maxime pentru sistemul structural: v max
(m/s) amax (m/s2) Unmax Ui Fig. 4.19 Acc Q Mov a b c d e f
a) model planar de calcul structural
b) viteze maxime de nivel
c) acceleratii maxime de nivel
d) deplasari maxime de nivel
e) forte taietoare maxime de nivel
f) momente de rasturnare maxime de nivel
Raspunsuri seismice maxime pe subsisteme structurale
a) forte taietoare maxime pentru subsistemul cadre si pereti
b) momente de rasturnare maxime pe subsisteme
Eforturi sectionale maxime pentru elementele structurale (stalpi, grinzi, pereti
structurali)
Raspunsuri seismice biografice de tip istorie in timp pentru eforturile
sectionale : forta taietoare (fig. 4.20)
TH(...) Fig. 4.20 T (sec)
Diagramele care reprezinta curbe sau suprafete de interactiune intre perechi
de eforturi sectionale: ex. N-Mx; N-My;M-y, etc (fig. 4.8)
4.4.2.8. MARIMILE CINEMATICE
Aceste marimi sunt reprezentate de valorile maxime si de istoriile in timp ale
vitezelor (Vi), acceleratiilor de nivel (ai) si deplasarilor de nivel (Ui).
Comparatiile intre TH(ai) si accelerograma poate pune in evidenta factorul de
amplificare dinamica la nivelul “i” fata de teren.
Valorile acceleratiilor de nivel pot arata ca sistemul este corect sau incorect
conformat si asigurat prin valori corecte ale caracteristicilor de rigiditate si de rezistenta.
CAPITOLUL 5
COMPORTAREA PEREŢILOR STRUCTURALI DIN ZIDARIE
LA SEISME MAJORE
5.1. ASPECTE CU CARACTER GENERAL. COMPORTAREA MATERIALELOR
COMPONENTE: CĂRĂMIZI ŞI MORTAR
Analiza comportării la cutremurul din 4 martie 1977 a materialelor şi
elementelor structurale ale clădirilor cu structura din zidarie, coroborată cu experienţa
altor cutremure şi cu cercetările de laborator efectuate în ţară şi în străinătate, poate
aduce o contribuţie importantă la elaborarea unor noi ipoteze şi criterii de proiectare
în acest domeniu.
O utilizare raţională din punct de vedere tehnic şi economic a capacităţii
pereţilor din zidărie de a prelua solicitările menţionate este condiţionată de alcătuirea
ei, de calitatea materialelor şi de rigurozitatea execuţiei. O alcătuire corespunzătoare
se obţine prin utilizarea cărămizilor sau blocurilor al căror format asigură un raport de
ţesere (raportul dintre adâncimea de ţesere şi înălţimea asizei) egal cu unitatea, prin
ţeserea rosturilor verticale la un rând, prin asigurarea omogenităţii şi continuităţii
(care se obţine prin umplerea completă a rosturilor cu mortar), uniformităţii şi
liniarităţii asizelor, evitându-se astfel concentrări de eforturi.
Calitatea mortarului poate modifica mecanismul de rupere a zidăriei la
compresiune: cu cât raportul dintre modulul de deformaţie al cărămizii, Ec şi cel al
mortarului Em, adică Ec/Em este mai mic, cu atât rezistenţa la compresiune este mai
mare. Până la o anumită valoare a lui Em ruperea se produce prin eforturi de
întindere şi fisurarea cărămizii. Pentru valori mai mari, ruperea este provocată de
forfecarea cărămizilor şi are loc la eforturi de compresiune mai mari. Totodată, cu cât
este mai mare rezistenţa cărămizii şi cu cât este mai mic raportul dintre rezistenţa
cărămizii la compresiune şi la întindere, cu atât este mai mare rezistenţa peretelui de
zidărie. Grosimea rosturilor orizontale influenţează şi rezistenţa la compresiune a
pereţilor de zidărie. În figura 5.1 este prezentată, în principiu, variaţia raportului
dintre rezistenţele la compresiune a peretelui de zidărie şi cea a cărămizii, în funcţie
de raportul dintre grosimea tm a rosturilor orizontale (egal cu grosimea mortarului m)
şi înălţimea tc a cărămizii.
Fig. 5.1. Variaţia raportului dintre rezistenţele la compresiune a peretelui din zidărie
şi cea a cărămizii Rc,z/Rc,c în funcţie de raportul dintre grosimea rosturilor orizontale
şi înălţimea cărămizii tm/tc
Cercetările experimentale au arătat că la nivelul rosturilor verticale pot să
apară concentrări de eforturi de întindere. Având o rezistenţă la întindere mai mică
decât cea a cărămizii, se reduce rezistenţa la compresiune a zidăriei. Influenţa lor
poate fi atenuată prin umplerea completă a rosturilor cu mortar de bună calitate. In
figura 5.2 este arătată variaţia efortului unitar tangenţial mediu k în funcţie de
rezistenţa mortarului Rm, prin care se ilustrează influenţa acestuia asupra capacităţii
portante a pereţilor de zidărie la forţe tăietoare.
Fig. 5.2. Variaţia efortului unitar tangenţial mediu k în funcţie de rezistenţa mortarului Rm
După cum s-a mai relatat, calitatea mortarului are o influenţă decisivă asupra
rezistenţei zidăriei, însă efectele pozitive ale utilizării unui mortar de calitate
superioară pot fi compromise dacă nu se iau măsuri legate de rigurozitatea execuţiei,
precum şi de asigurarea aderenţei de cărămidă.
Examinarea clădirilor avariate la cutremur a arătat că, atât sub raportul
calităţii, cât şi sub raportul sortimentelor, materialele de zidărie nu au corespuns
totdeauna cerinţelor elementare privind calitatea acestora. Dintre principalele
deficienţe se menţionează faptul că mărcile cărămizilor şi mortarelor au fost în
general inferioare celor din proiecte, prezentând o mare variabilitate.
Numeroase degradări şi avarii severe ar fi fost atenuate, sau chiar evitate,
dacă s-ar fi asigurat o calitate bună a materialelor şi a execuţiei, practic fără un
consum suplimentar de materiale.
5.2. COMPORTAREA PEREŢILOR STRUCTURALI DE ZIDARIE
Prelucrarea şi interpretarea rezultatelor obţinute prin examinarea unui mare
număr de clădiri afectate de cutremure, arată că elementele structurale şi, în special,
pereţii portanţi de zidărie s-au comportat diferenţiat în funcţie de un număr mare de
factori. Unii dintre aceşti factori, independent de alcătuirea pereţilor structurali pot
influenţa asupra intensităţii solicitărilor care acţionează asupra lor, în timp ce alţii
condiţionează asupra răspunsului structural la acţiunile seismice.
Calitatea pereţilor structurali de zidărie determină capacitatea portantă şi
rigiditatea acestora precum şi intensitatea încărcărilor orizontale, condiţionată şi de
rigiditatea laterală a acestora.
Geometria unui perete portant din zidărie, exprimată prin raportul dintre
înălţimea (h) şi lungimea ei (), adică h/, condiţionează starea de eforturi, implicit
modul de rupere, precum şi comportarea în domeniul postelastic. În cazul în care
h/ 0,5 peretele structural cedează la forţe tăietoare, având astfel o comportare
neductilă (fragilă). Ruperea în acest caz se produce fie prin cedare în lungul uneia
sau ambelor diagonale, datorită depăşirii rezistenţei la eforturi unitare principale de
întindere, fie prin forfecare în lungul unui rost orizontal situat de la baza clădirii. În
ambele situaţii ruperea are caracter casant, iar mecanismul de rupere este
condiţionat de calitatea zidăriei (cărămizi şi mortare) şi de intensitatea încărcărilor
gravitaţionale. Acest mod de cedare s-a întâlnit frecvent la pereţii clădirilor cu 1-2
niveluri precum şi la şpaleţii de la nivelurile inferioare ale unor clădiri etajate.
În cazul în care h/ 2, pereţii structurali lucrează la încovoiere, iar cedarea
lor este însoţită de apariţia fisurilor orizontale în zonele întinse, urmată de producerea
fisurilor verticale în zonele de concentrare a eforturilor unitare de compresiune de la
bază.
Pereţii structurali de zidărie a căror geometrie se situează între cele două
limite menţionate, cu 0,5 h/ 2, sunt solicitate la eforturi de mare complexitate.
Comportarea lor este influenţată de numeroşi factori, cum ar fi calitatea zidăriei,
modul de armare, încărcarea gravitaţională etc. Cercetările experimentale au arătat
că la diafragmele din zidărie simplă sau armată cu h/ = 1, iniţial apar fisuri orizontale
din încovoiere la bază, urmate de fisurare în lungul diagonalelor, ruperea
producându-se la eforturi unitare principale de întindere. În situaţia h/ = 2 a pereţilor
din zidărie simplă, ruperea se produce prin încovoiere, iar la cele armate - la eforturi
unitare principale de întindere, odată cu apariţia unor eforturi mari de compresiune.
În categoria pereţilor structurali din zidărie cu valori intermediare ale raportului
h/, se încadrează majoritatea clădirilor investigate după cutremurul din
4 martie 1977, ceea ce explică natura degradărilor şi avariilor, provocate de apariţia
unor stări de tensiune complexe: fisuri orizontale la bază sau la nivele superioare,
cedări prin lunecare, fisuri orizontale produse de cedarea prin lunecare, care se
continuă prin fisuri înclinate datorită cedării la eforturi unitare principale de întindere,
fisuri orientate pe direcţiile celor două diagonale, combinate cu fisuri orizontale.
Intensitatea încărcării gravitaţionale poate avea o influenţă importantă asupra
comportării pereţilor structurali de zidărie, întrucât condiţionează starea de tensiune
şi de eforturi şi deci mecanismul de rupere, capacitatea portantă şi caracteristicile
inelastice. Pe măsură ce creşte încărcarea gravitaţională, devine din ce în ce mai
pronunţată tendinţa de rupere la eforturi principale de întindere, iar ductilitatea scade
ca urmare a modificării stării de eforturi la rupere.
Experienţa cutremurului din 4 martie 1977 a arătat că în numeroase cazuri
avarii grave s-au produs la pereţii structurali longitudinali ai clădirilor, mai puţin
afectaţi fiind pereţii portanţi transversali. Acest fapt poate fi explicat şi prin aceea că
pereţii longitudinali nu au beneficiat de efectul favorabil al încărcării gravitaţionale,
preluată, în cea mai mare parte, de pereţii transversali.
Din aceleaşi considerente se impune verificarea pereţilor structurali nu numai
la primul nivel, ci şi la nivelele superioare, deşi eforturile unitare normale de
compresiune din încărcarea gravitaţională sunt mai mici. Experimental s-a obţinut
variaţia rezistenţei la întindere pe direcţia diagonală a peretelui de zidărie în funcţie
de eforturile unitare de compresiune.
În figura 5.3 este ilustrată influenţa eforturilor unitare de compresiune asupra
rezistenţei zidăriei la eforturi unitare principale de întindere, în care se prezintă în
formă adimensională variaţia efortului unitar mediu de lunecare 0 şi efortul unitar
normal de compresiune 0.
Fig. 5.3. Variaţia efortului unitar mediu de lunecare 0 şi efortul unitar de compresiune 0
Încărcarea gravitaţională are o influenţă considerabilă şi asupra modulului de
elasticitate transversală. În figura 5.4 este arătată variaţia modulului de elasticitate
transversal G în raport cu efortul unitar tangenţial de lunecare0, în funcţie de efortul
unitar normal de compresiune 0.
Referitor la influenţa încărcării gravitaţionale asupra comportării pereţilor
structurali de zidărie la acţiuni seismice, rezultă că acest factor poate juca un rol
deosebit de important la producerea mecanismului de cedare, la evaluarea
capacităţii lor de rezistenţă şi la adoptarea măsurilor de consolidare a clădirilor
avariate.
Caracteristicile inelastice ale pereţilor structurali de zidărie constituie un factor
esenţial în comportarea lor, în special la acţiuni seismice de mare intensitate. Aceste
caracteristici definesc capacitatea lor de a prelua deformaţii mari fără o degradare
excesivă a rezistenţei şi rigidităţii, de a absorbi şi disipa energia indusă de seism.
Caracteristicile inelastice se exprimă prin factorul de ductilitate, factorul de
plasticitate, energia disipată pe ciclu, forţa capabilă ultimă.
Comportarea pereţilor structurali de zidărie în domeniul postelastic este
condiţionată de numeroşi factori, cum ar fi: calitatea zidăriei, starea de eforturi la
rupere, încărcarea gravitaţională, etc. Una din concluziile care se desprind din
cercetările efectuate constă în faptul că diafragmele din zidărie simplă, prezintă la
încovoiere o anumită capacitate portantă, limitată, de a lucra în domeniul inelastic.
Cele care lucrează însă la forţe tăietoare, sunt caracterizate printr-o rupere casantă,
care cedează în domeniul liniar elastic, întrucât nu au ductilitate.
Fig. 5.4. Variaţia modulului de elasticitate transversal G în raport cu efortul unitar
tangenţial de lunecare0, în funcţie de efortul unitar normal de compresiune 0.
O îmbunătăţire a comportării pereţilor structurali de zidărie în domeniul
postelastic se poate realiza prin armarea sau înrămarea acestora, conform
exemplului din figura 5.5.
Cercetările făcute asupra pereţilor structurali alcătuiţi din zidărie armată
conduc la următoarele consecinţe:
În cazul ruperii prin încovoiere, degradarea rezistenţei este redusă până
la intrarea în curgere a armăturii. După ce armătura intră în curgere
plastică se produce o degradare semnificativă a rigidităţii, însă rezistenţa
este afectată într-o măsură mai mică iar factorul de ductilitate variază între
valorile 2 şi 4;
În cazul ruperii la forţe tăietoare, după apariţia fisurilor pe direcţia
diagonalei se produce o scădere mare a rezistenţei şi rigidităţii. Sporirea
procentului de armare nu are efecte favorabile asupra acestei comportări
iar valorile obţinute de diferiţi cercetători pentru factorul de ductilitate sunt
cuprinse între 1 şi 2.
Fig. 5.5 Zidarie cu grile polimerice dispuse in rosturi orizontale
Cercetările efectuate asupra pereţilor structurali de zidărie înrămată, la care
sunt prevăzuţi stâlpişori marginali şi centuri de beton armat, au arătat că avarierea
pereţilor structurali după fisurarea în lungul diagonalelor este mult mai redusă decât
în cazul pereţilor cu armare interioară. La deformaţii mai importante decât cele
corespunzătoare solicitării maxime, se produc degradări mari întrucât prin înrămarea
zidăriei se obţin valori mari ale factorului de ductilitate.
În consecinţă, comportarea pereţilor structurali cu zidărie înrămată este
mult mai bună decât a celor alcătuite din zidărie simplă sau a celor armate în
asize.
În general, cedarea pereţilor structurali din zidărie simplă s-a produs la forţe
tăietoare, specifică unei comportări neductile.
5.2.1. INFLUENŢA ALCĂTUIRII STRUCTURALE
Analiza comparativă a comportării pereţilor structurali din zidărie cu
caracteristici apropiate şi uneori identice, făcând parte din sisteme diferite, a arătat că
alcătuirea structurii poate condiţiona într-o mare măsură natura, gravitatea şi
distribuţia avariilor. Masa structurii, împreună cu caracteristicile sale dinamice,
defineşte intensitatea încărcărilor seismice.
Tipul de structură – cu pereţi portanţi transversali, longitudinali sau distribuiţi
pe ambele direcţii – împreună cu tipul de planşeu, pot avea o mare influenţă
asupra comportării pereţilor structurali din zidărie.
La clădirile cu pereţi portanţi transversali şi cu planşee din fâşii prefabricate de
beton armat, pereţii structurali longitudinali, care au un procent mare de goluri, nu
beneficiază de efectele favorabile ale încărcării gravitaţionale asupra capacităţii lor
portante. Distribuţia neuniformă a rigidităţilor pe înălţimea structurii, ca în cazul
clădirilor la care stâlpişorii de beton armat sunt discontinui pe înălţime are ca efect
accentuarea avariilor în dreptul secţiunilor în care există o variaţie bruscă a rigidităţii.
Planşeele, având funcţia de şaibe rigide în planul lor, au rolul de a distribui
încărcările seismice la pereţii structurali proporţional cu rigidităţile laterale relative ale
acestora.
Modul în care sunt concepute legăturile dintre pereţii care definesc sistemul
structural, este o condiţie fundamentală pentru realizarea conlucrării spaţiale.
Experienţa a arătat că legăturile realizate numai prin ţesere nu sunt satisfăcătoare. O
conlucrare bună se poate realiza prin prevederea unor stâlpişori de beton armat la
fiecare intersecţie a pereţilor. Legăturile dintre montanţi / stâlpişori trebuie realizate
cu centuri orizontale din beton armat monolit.
Din cele arătate se poate trage concluzia că alcătuirea de ansamblu a pereţilor
structurali de zidărie, concepţia asupra mecanismului de cedare la acţiuni seismice,
poate avea o influenţă hotărâtoare asupra utilizării capacităţii potenţiale a pereţilor de
a prelua solicitările seismice.
5.2.2. INFLUENŢA ELEMENTELOR NESTRUCTURALE DIN ZIDĂRIE
Experienţa cutremurelor a demonstrat că elementele nestructurale de zidărie,
cum sunt zidăriile de umplutură şi pereţii de compartimentare sunt capabile să
conlucreze cu structurile principale de rezistenţă sub acţiunea încărcărilor seismice,
iar efectele acestei conlucrări pot fi semnificative, în special în cazul cutremurelor de
mare intensitate. În numeroase cazuri efectele conlucrării structurii cu zidăria de
compartimentare au avut uneori un rol hotărâtor în preîntâmpinarea prăbuşirii totale.
Cercetările efectuate cu privire la această problemă au avut ca scop explicarea
mecanismului conlucrării, efectele acesteia, determinarea condiţiilor realizării
zidăriilor de umplutură necesare pentru asigurarea efectelor pozitive ale conlucrării,
precum şi elaborarea procedeelor de calcul.
5.3. METODOLOGIE DE INVESTIGARE A CLĂDIRILOR EXISTENTE CU
STRUCTURA DIN ZIDARIE
5.3.1. GENERALITĂŢI
Metodele de laborator disponibile variază de la caz la caz, fiind specifice
fiecărui laborator în parte. Trebuie făcută precizarea că este destul de greu ca un
singur laborator să poată acoperi toată gama de metode şi încercări de laborator
necesare acestui gen de activitate, ţinând cont de costul destul de mare a unor astfel
de dotări.
Metodele de investigaţie de laborator sunt clasificate în două categorii, şi
anume:
1) metode distructive;
2) metode nedistructive.
Fiecare dintre categoriile de metode indicate mai sus cuprind diverse
proceduri analitice, bazate mai mult sau mai puţin pe norme şi standarde, de regulă
activitatea analitică desfăşurându-se pe baza unor specificaţii tehnice sau proceduri
proprii laboratorului sau experienţei de profil.
Opţiunea pentru una sau mai multe metode analitice este de competenţa
coordonatorului lucrărilor de diagnosticare a structurii în ansamblul ei, care, este de
preferat să se consulte periodic cu responsabilul sau responsabilii delegaţi din partea
laboratorului.
În categoria analizelor distructive intră determinările de rezistenţe mecanice de
orice fel, metode chimice sau fizico-chimice.
Trebuie menţionat că în afară de compoziţiile chimice, se pot obţine informaţii
despre liantul folosit, cu anumite rezerve, natura agregatului şi raportul ciment -
agregat, raport ciment-agregat cu anumite rezerve, legat de corecţiile necesare cu
rezultatele metodelor de analiză fizico-chimică.
Metodele de analiză fizico-chimică pot fi realizate prin următoarele:
a) microscopie optică;
b) analiza mineralogică prin difracţie de raze x;
c) analize structurale de benzi de vibraţie moleculară în infraroşu;
d) analize termice neizoterme;
e) microscopie electronică cu baleiaj;
f) microanalize electronice cuplate cu microscopia electronică cu baleiaj;
g) analize chimice prin spectrometrie cu raze x de fluorescenţă.
Ordinea acestor tehnici este dată nu atât de importanţa fiecărei tehnici
analitice in parte, cît mai ales din punct de vedere al etapelor procedurale şi al
informaţiilor furnizate. De exemplu, microscopia electronică cu baleiaj necesită date
obţinute anterior pentru a ştii ce anume să se urmărească, in timp ce microanaliza
electronică urmează firesc după o investigaţie morfostructurală.
Metodele de analiză indicate mai sus se pot folosi la caracterizarea mortarelor
utilizate şi a elementelor ceramice de zidărie.
5.3.2. ÎNCERCĂRI NEDISTRUCTIVE PENTRU DETERMINAREA
CARACTERISTICILOR MECANICE ALE PEREŢILOR PORTANŢI DE ZIDĂRIE
Încercările nedistructive care au ca scop determinarea caracteristicilor
mecanice ale pereţilor portanţi din zidărie necesită o aparatură de înaltă tehnicitate.
Zidăria este un material compus, ale cărei proprietăţi sunt determinate de
proprietăţile materialelor componente – cărămida si mortarul – dar care prezintă şi
noi proprietăţi, ca orice material compus. Interpretarea rezultatelor încercărilor
nedistructive efectuate pe elemente portante de zidărie necesită cunoaşterea
caracteristicilor mecanice ale materialelor primare (cărămida şi mortarul), ca şi ale
materialului compus, zidăria propriu-zisă.
Încercările nedistructive ale elementelor de zidărie pot fi utilizate in
următoarele scopuri:
determinarea proprietăţilor elasto - dinamice ale zidăriei;
defectoscopia elementelor de zidărie prin punerea in evidenţă a zonelor
degradate structural (existenţa golurilor, fisurilor, crăpăturilor);
determinarea caracteristicilor mecanice – rezistenţa la compresiune –
pentru cărămida şi mortarul de zidărie ce intră în alcătuirea elementului
portant de zidărie.
Metodele nedistructive potenţiale de încercare a elementelor de zidărie
necesare pentru furnizarea de informaţii asupra proprietăţilor de rezistenţă cît şi a
stării ansamblului elementului de zidărie se pot clasifica după ramura fizicii din
care derivă în următoarele clase:
a) Metode acustice, care se bazează pe propagarea undelor elastice in
elemente de zidărie. Din această categorie fac parte:
metodele cu impuls ultrasonic;
metoda emisiei acustice.
b) Metode mecanice sau de duritate superficială, care se bazează pe
măsurarea proprietăţilor mecanice ale stratului de suprafaţă a elementelor de zidărie.
Din această categorie fac parte:
metodele de recul (metoda sclerometrului Schmidt) ;
metoda prin penetrare;
metodele prin smulgere.
Se prezintă succint metodele experimentale care pot fi utilizate pentru
determinarea caracteristicilor mecanice atât ale materialelor componente – cărămida
si mortar – cît şi a elementului de zidărie in ansamblu, pe baza prescripţiilor
româneşti în vigoare.
1. Metodele acustice
1.a) Metoda ultrasonică de impuls
Metoda se bazează pe explorarea cu ultrasunete in secţiune transversală a
elementului, pe ambele direcţii atunci când acest lucru este posibil şi pe realizarea
unor diagrame de variaţie a vitezei de propagare rezultate, presupunând că
elementul de zidărie este omogen. O asemenea diagramă permite realizarea unei
cartografieri a elementului de zidărie din punct de vedere al determinării vitezei de
propagare măsurate în diverse zone ale elementului portant de zidărie.
Toate aceste informaţii sunt fundamentale pentru evaluarea gradului de
omogenitate a structurii de zidărie investigate – punerea in evidenţă a eventualelor
degradări structurale de tipul fisurilor, crăpăturilor (degradări ascunse).
Viteza de propagare a ultrasunetelor în elementele de zidărie este cuprinsă în
intervalul (400-2200) m/sec. – valorile minime punând în evidenţă elemente de
zidărie degradate structural (aflate in stare de degradare).
Metoda ultrasonică de impuls poate fi folosită şi pentru predeterminarea mărcii
cărămizilor ca elemente independente cît şi pentru prismele de mortar confecţionate
conform reţetelor de mortar utilizate în lucrare.
1.b) Metoda emisiei acustice
Metoda de investigare foloseşte ca tehnici pentru măsurarea impulsului
ultrasonic în structurile de zidărie, tehnicile de măsurare utilizate la încercările folosite
la terenuri de fundare (pământ şi roci). Dată fiind lipsa datelor din domeniu precum şi
a reglementărilor metodologice este necesară completarea cu informaţii si extinderea
acestor tehnici de încercare şi pentru elemente de zidărie.
Se poate utiliza ca metodă de încercare şi tehnica de control a calităţii
structurilor de zidărie prin metoda carotajului sonic. Această metodă poate fi utilizată
numai pentru elementele care permit crearea unor goluri strict necesare glisării
palpatoarelor de emisie recepţie pe înălţimea elementului.
2. Metodele mecanice sau de duritate superficială
2.a) Metodele de recul
Principiul metodei constă din măsurarea reculului liniar sau unghiular al unui
dispozitiv mobil sub acţiunea unui sistem de resorturi în urma ciocnirii acestuia cu
suprafaţa materialului ce face obiectul încercării – cărămida sau rostul din mortar –
ce intră în alcătuirea elementului portant din zidărie. Principala aplicaţie a metodelor
mecanice de suprafaţă este determinarea rezistenţei la compresiune, atât pentru
cărămidă, cât şi pentru mortarul ce intră în alcătuirea elementului portant de zidărie.
Tipul cel mai reprezentativ de aparat şi în final de metoda pentru determinarea
nedistructivă a rezistenţei la compresiune a cărămizii şi a mortarului de zidărie, este
sclerometrul Schmidt, cu afişaj clasic sau electronic.
Acest aparat datorită caracteristicilor sale de manevrabilitate uşoară, citire si
interpretare relativ simplă a datelor obţinute în urma efectuării măsurătorilor, este
recomandat pentru efectuarea de încercări ce au ca scop evaluarea rezistenţelor la
compresiune pentru cărămidă, şi pentru mortarul folosit la realizarea elementului de
zidărie în ansamblu.
Pe suprafaţa unui element de zidărie vor fi alese pentru încercări zone
distincte alcătuite din cărămizi şi mortare ce pot permite realizarea în condiţii normale
a încercării cu ajutorul sclerometrului (cărămizi sănătoase fără degradări vizibile si
rosturi de mortare care să permită acţiunea resortului directă asupra suprafeţei de
mortar).
5.3.3. ANALIZA ŞI INTERPRETAREA REZULTATELOR ÎNCERCĂRILOR
Interpretarea semnificaţiei şi importanţei rezultatelor investigaţiilor efectuate la
faţa locului, oarecum şi celor de laborator trebuiesc efectuate de către un specialist
cu experienţă în domeniu.
Inspecţiile la faţa locului pot cuantifica prezenţa deteriorărilor unei structuri, dar
nu pot confirma în totalitate starea structurii analizate, fără investigaţii şi încercări de
laborator. Este foarte dificil, iar uneori imposibil, să se demonstreze legături cauzale
între simptomele deteriorărilor depistate în probele prelevate pentru analizele de
laborator şi fenomenele de fisurare, crăpare, sau/şi deteriorări evidente observate la
faţa locului.
Sinteza întregii activităţi de investigare a structurilor cu pereţi portanţi de
zidărie se face prin aprecierea stării de degradare a elementelor componente pe
baza rezultatelor cercetărilor efectuate in situ şi în laboratoare.
În conformitate cu reglementările elaborate de MLPAT, pentru încadrarea
structurilor de zidărie într-o anumită categorie a „stării de degradare”, se propun
următoarele criterii:
zona seismică în care este amplasată construcţia;
numărul de cutremure prin care a trecut construcţia;
vechimea construcţiei;
regimul de înălţime;
conformarea generală a elementelor structurale de zidărie din punct de
vedere al respectării cerinţelor impuse de Normativele în vigoare (cu
indicativele P100/1-2006, P100/3-2008 şi CR6-2006);
degradările structurale înregistrate în urma cutremurelor şi altor tipuri de
solicitări şi acţiuni ale unor agenţi agresivi (agenţi chimici corozivi);
rezistenţele principalelor materiale (cărămidă, mortar) şi alcătuirea
elementelor de construcţie din zidărie.
La analiza rezistenţelor materialelor, cărămidă şi mortar, prin metode
nedistructive se va aprecia identificarea degradărilor fizico-chimice suferite de
acestea pentru încadrarea lor în una din următoarele categorii de uzură (U %):
uzură normală în timp 15% ≤ U ≤ 30%
uzură avansată în timp 30% ≤ U ≤ 70%
uzură exagerată (prăbuşire) U ≥ 70%
În funcţie de ponderea criteriilor de evaluare mai sus specificate se
recomandă încadrarea anumitor elemente ale clădirilor în următoarele categorii
de „stare de degradare”:
I. degradări superficiale ale elementului afectat;
II. degradări majore care nu afectează semnificativ siguranţa în exploatare
a elementului;
III. degradări importante care afectează semnificativ siguranţa în
exploatare a elementului;
IV. degradări majore cu risc de prăbuşire ridicat.
Stabilirea stării de degradare a elementelor structurale din zidărie furnizează
date suplimentare în vederea încadrării construcţiilor, din care fac parte elementele
de zidărie în cele 4 clase de risc seismic, definite conform Normativului seismic
P100/1-2006.
5.4. MODUL DE CONLUCRARE, A CADRELOR DIN BETON ARMAT CU
ZIDĂRIA, ÎN CAZUL SEISMELOR
O deosebită importanţă au modul şi stadiile de conlucrare ale cadrelor din
beton armat cu zidăria în cazul unei forţe orizontale crescătoare. Efortul preluat de
zidărie este proporţional cu efortul unitar de compresiune al zidăriei la fisurare; la o
rigiditate mai mare a cadrului, zidăria preia un efort mai mic şi cu cât cadrul este mai
flexibil, cu atât contribuţia acesteia la preluarea încărcării este mai mare. Conlucrarea
zidărie-cadru începe de la prima treaptă de încărcare şi continuă până la rupere.
- În faza incipientă, conlucrarea este elastică, cu interacţiune tot conturul şi
se încheie înainte de apariţia primei fisuri de desprindere a peretelui de contur.
- Faza a doua începe cu apariţia de fisuri, de dislocări pe porţiunile cu eforturi
de întindere şi se consideră încheiată la apariţia unei fisuri în lungul sau în
apropierea diagonalelor comprimate. Astfel este posibil ca în acest stadiu să apară
fisuri în barele cadrului în zonele de contact.
- Stadiul ultim este caracterizat prin apariţia de noi fisuri, aproape paralele cu
diagonala comprimată şi prin modificarea distribuţiei reacţiunilor pe suprafeţele de
contact. În ipoteza contactului imperfect între cadru şi zidărie, ansamblul nu ajunge la
stadiul întâi. Dacă zidăria este fixată intim de stâlpi cu mustăţi, acestea se pot smulge
din perete, degradându-l. Dacă umplutura este un panou fixat în cele patru colţuri,
sistemul se comportă apropiat de două elemente diagonale încrucişate echivalente.
Dacă panoul este legat complet pe contur, se pot produce ruperi înclinate în stâlpi şi
cedarea zidăriei în colţul panoului.
În acest stadiu, pe măsura creşterii încărcării orizontale, rigiditatea panourilor
se micşorează, făcând ca fracţiunea de forţă tăietoare ce revine scheletelui să
crească, pe măsura avansării în stadii postelastice.
Se poate trage concluzia că aşa - zisele umpluturi moi deformabile (zidării
obişnuite şi nicidecum pereţi despărţitori subţiri sau zidării foarte rezistente cu
mortare dure sau din beton, care cedează odată cu structura) se degradează
înaintea scheletului şi au un important rol de disipare a energiilor induse de seisme.
Acestea produc, totodată, o creştere considerabilă a rigidităţilor, o reducere a
momentelor în structură prin preluarea unei părţi din încărcarea seismică şi o limitare
a deplasărilor relative.
Dacă sunt însă distribuite corect, pot crea discontinuităţi sau nesimetrii ale
rigidităţilor, cu efecte directe asupra micşorării lungimii de lucru a riglelor şi stâlpilor şi
pot amplifica mecanismele de cedare prin forţă tăietoare. Chiar prezenţa unui panou-
parapet poate să ducă la comportarea necorespunzătoare a stâlpilor de cadru care
se transformă nefavorabil în stâlpi scurţi, solicitaţi predominant la eforturi de
forfecare.
În continuare se prezintă, unele degradări specifice produse de acţiunea
cutremurelor severe asupra anumitor clădiri alcătuite din pereţi structurali de
zidărie executaţi din cărămidă plină presată şi mortar de var. Fotografiile pun
în evidenţă efecte generate de solicitări, predominante sau combinate, de
încovoiere, compresiune sau forfecare.
a)
Efecte produse de solicitarea predominantă de încovoiere (stânga)
- şpaleţi svelţi / flexibili
Efecte produse de solicitarea predominantă de forfecare (dreapta)
- şpaleţi scurţi / rigizi
b)
Efecte produse de solicitarea predominantă de forfecare
- şpaleţi scurţi / rigizi
FOTO 5.1. DEGRADĂRI PRODUSE ÎN ŞPALEŢII PEREŢILOR DIN ZIDĂRIE
a)
Efecte produse de solicitarea predominantă de forfecare (stânga)
- şpaleţi scurţi / rigizi
Efecte produse de solicitări combinate de compresiune puternică şi de
încovoiere moderată (dreapta)
- şpaleţi svelţi / flexibili
b)
Cedări în rost orizontal produse de solicitări de lunecare
FOTO 5.2. DEGRADĂRI SEMNIFICATIVE DIFERENŢIATE
PRODUSE ÎN PEREŢI DIN ZIDĂRIE
c)
d)
De
gra
dări
in
tr-u
n p
ere
te i
nte
rio
r lu
ng
/ r
igid
: a
De
gra
dări
în
şp
ale
ţi s
cu
rţi / ri
giz
i: b
, c,
d
b)
a)
FOTO 5.3. DEGRADĂRI PUTERNICE PRODUSE DE SOLICITĂRILE DE FORFECARE
ÎN PEREŢI STRUCTURALI DE ZIDĂRIE
Distrugere cauzată de colapsul pereţilor portanţi din zidărie de cărămidă
Cedarea pereţilor de închidere din zidărie de cărămidă, aferenţi unei
structuri spaţiale de beton armat, în cadre flexibile şi deformabile lateral
FOTO 5.4. CEDĂRI DIFERENŢIATE ALE UNOR PEREŢI DIN ZIDĂRIE DE CĂRĂMIDĂ
FOTO 5.5. DISLOCAREA ŞI AVARIEREA COMPLETĂ A UNOR PEREŢI DE
COMPARTIMENTARE ŞI ÎNCHIDERE DIN ZIDĂRIE DE CĂRĂMIDĂ, DINTR-O
STRUCTURĂ METALICĂ ÎN CADRE FLEXIBILE ŞI DEFORMABILE LATERAL
CAPITOLUL 6
ASPECTE PRIVIND COMPORTAREA CLADIRILOR LA TASARI
INEGALE SI DIFERENTE DE TEMPERATURA
6.1. COMPORTAREA STRUCTURILOR DE CLADIRI LA DIFERENTE DE
TEMPERATURA
6.1.1. ASPECTE PRIVIND ORGANIZAREA STUDIULUI
In tarile din Orientul Mijlociu, inclusiv Irak-ul, alaturi de calculele specifice
gravitationale si seismice, apar interesante si calcule la diferente de temperatura – in
general intre zi si noapte. Diferentele de temperatura pot sa fie cuprinse intre 5 si 30°C.
Pentru cuantificarea acestor aspecte s-a realizat un studiu parametric pentru
cladiri avand doua tipuri de structuri:
Cladiri cu structura din cadre de b.a.
Cladiri cu structura DUALA din b.a.
Regimul de inaltime ales a fost cu 2 si 4 niveluri, dar calculele se pot extinde in
mod similar la o mai mare varietate.
Diferentele de temperatura propuse au fost t= 5; 10; 15; 20; 25 si 30°C.
Structurile au fost conformate si dimensionate pentru preluarea actiunilor
gravitationale si seismice specifice unui amplasament cu ag=0.24g si Tc=1.60 sec
(corespunzatoare zonei Erbil-ului) dar similar se poate extinde la fiecare dintre zonele
seismice existente.
Fig. 1 – Plan nivel curent – cladire cu structura in cadre din b.a.
Fig. 2 – Plan nivel curent – cladire cu structura DUALA din b.a.
Fig. 3 – Vedere 3D – cadre 2 niveluri
Fig. 4 – Vedere 3D – cadre 4 niveluri
Fig. 5 – Vedere 3D – DUAL 2 niveluri
Fig. 6 – Vedere 3D – DUAL 4 niveluri
6.1.2. ASPECTE PRIVIND RASPUNSURILE STRUCTURALE OBTINUTE
In urma calculelor realizate s-au obtinut urmatoarele raspunsuri:
Fortele axiale din grinzi practic nu depind de numarul de niveluri ale cladirii ci
numai de diferenta de temperatura si de coeficientul de expansiune termica al
materialului din care acestea sunt alcatuite;
Pentru grinzile corect conformate si dimensionate in concordanta cu calculele
gravitationale si seismice efectuate in prealabil, se constata urmatoarele aspecte
cu caracter de generalitate:
o Pentru folosirea unor betoane avand rezistenta la intindere de circa 8-10
daN/cmp cantitatea de armatura din grinzi, rezultata din dimensionarile
succesive gravitationale/seismice, este capabila sa suporte intinderi
provenite din diferentele de temperatura de pana in 5°C, indiferent de
regimul de inaltime ales;
o Pentru folosirea unor betoane avand rezistenta la intindere de circa 12
daN/cmp armatura din grinzi, rezultata din dimensionarile succesive
gravitationale/seismice, este capabila sa suporte intinderi provenite din
diferentele de temperatura de pana in 10°C, indiferent de regimul de
inaltime ales;
o Pentru celelalte diferente de temperatura pe fiecare tip de beton rezulta
ca armatura prevazuta in grinzi, din calculele gravitationale/seismice, este
insuficienta. De aceea se poate sublinia ca sunt necesare calcule
suplimentare pentru determinarea armaturilor necesare in grinzi, care in
afara de actiunile gravitationale/seismice sa poata conferi sufucienta
capacitate de rezistenta la intinderile rezultate din diferentele de
temperatura.
o In aceste conditii, momentele capabile de la capetele grinzilor cresc in
mod corespunzator si de aceea, in concordanta cu mecanismul optim de
disipare a energiei seismice, in scopul mentinerii elementelor verticale pe
inaltime (stalpi/pereti) in domeniul elastic trebuiesc inevitabil sporite si
armaturile longitudinale prevazute din calculele gravitationale/seismice
precedente.
o Atat la elementele orizontale de tip grinzi cat si in elementele verticale de
tip stalpi sau pereti structurali din b.a., in functie de armaturile
longitudinale suplimentate, datorita cresterii fortelor taietoare asociate se
pune, de asemenea, problema maririi cantitatii de armatura transversala
(etrieri sau bare orizontale).
Pentru raspunsurile structurale determinate prin calcule se vor consulta figurile: 7-14.
6.2. COMPORTAREA STRUCTURILOR DE CLADIRI LA TASARI INEGALE
SAU CEDARI DE REAZEME
6.2.1. ASPECTE PRIVIND ORGANIZAREA STUDIULUI
Datorita terenului pe care o cladire este amplasata, in functie de diverse
aspecte, in timp pot sa apara tasari inegale la fundatiile cladirii.
De asemenea, in cazul Irak-ului se poate pune aceiasi problema in cazul cedarii
unor reazeme, datorita exploziilor externe care pot sa apara in apropierea unor cladiri.
Pentru cuantificarea acestor aspecte s-a realizat un studiu parametric pentru
cladiri avand doua tipuri de structuri:
• Cladiri cu structura din cadre de b.a.
• Cladiri cu structura DUALA din b.a.
Regimul de inaltime ales a fost cu 2 si 4 niveluri, dar calculele se pot extinde in
mod similar la o mai mare varietate.
Plaja de tasari aleasa a fost u= 0; 2.5; 5; 10 si 15 mm. S-a mers chiar pana la
tasari de 40 mm pentru studiul placilor de plansee. Structurile au fost conformate si
dimensionate pentru preluarea actiunilor gravitationale si seismice specifice unui
amplasament cu ag=0.24g si Tc=1.60 sec (corespunzatoare zonei Erbil-ului) dar similar
se poate extinde la fiecare dintre zonele seismice existente.
Fig. 15 – Plan nivel curent – cladire cu structura in cadre din b.a.
Fig. 16 – Plan nivel curent – cladire cu structura DUALA din b.a.
Fig. 17 – Vedere 3D – cadre 2 niveluri
Fig. 18 – Vedere 3D – cadre 4 niveluri
Fig. 19 – Vedere 3D – DUAL 2 niveluri
Fig. 20 – Vedere 3D – DUAL 4 niveluri
Fig. 21 - Structuri in cadre de b.a. – cresteri de momente incovoietoare pe rigle – din
tasari diferentiate 0.00 – 15.00 mm
Fig. 22 - Structuri DUALE de b.a. – cresteri de momente incovoietoare pe rigle – din
tasari diferentiate 0.00 – 15.00 mm
Fig. 23 - Structuri in cadre de b.a. – cresteri de momente incovoietoare pe rigle (%) –
din tasari diferentiate 0.00 – 15.00 mm
Fig. 24 - Structuri DUALE de b.a. – cresteri de momente incovoietoare pe rigle (%) –
din tasari diferentiate 0.00 – 15.00 mm
Fig. 25 – Momente incovoietoare (tf) in planseele de b.a. la o structura in cadre de b.a.
supusa tasarilor diferentiate (cedarilor de reazeme)
Fig. 26 – Momente incovoietoare (tf) in planseele de b.a. la o structura DUALA de b.a.
supusa tasarilor diferentiate (cedarilor de reazeme)
6.2.2. ASPECTE PRIVIND RASPUNSURILE STRUCTURALE OBTINUTE
• In urma calculelor realizate s-au obtinut urmatoarele raspunsuri:
• La structurile in cadre din b.a., in functie de marimea tasarii diferentiate
propusa, cresterile momentelor incovoietoare pe grinzile cadrelor,
conform figurilor 21 si 23, pot sa fie cuprinse intre 100 si 750%.
• La structurile in DUALE din b.a., in functie de tasarea diferentiata
propusa, cresterile momentelor incovoietoare pe grinzi, conform figurilor
22 si 24, pot sa fie cuprinse intre 150 si 500%.
• La structurile in cadre se constata ca efectul tasarii este relativ local, in
prima deschidere/travee stanga/dreapta, pe cand la structurile DUALE,
tasarea unuia dintre pereti poate conduce la efecte semnificative pe
aproape intreaga structura.
• Efectele produse de tasarile inegale sau de cedarile de reazeme se
concretizeaza progresiv in:
• Deformatii in rigle/placi
• Depasiri ale capacitatilor de rezistenta ale grinzilor/riglelor
respectiv ale placilor de planseu
• Ruperi ale grinzilor/riglelor si placilor care pot conduce la colaps
partial sau/si progresiv
• Reparatiile si consolidarile la elementele deteriorate sunt relativ greu de
executat, cu cat tasarile diferentiate sunt mai profunde.
Pentru raspunsurile structurale determinate prin calcule se vor consulta figurile: 27-30.
Fig. 7 - STRUCTURA IN CADRE DE B.A. - FORTE AXIALE IN ELEMENTE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA
2 NIVELURI
T=5°C N=27.06 tf T=10°C N=54.13 tf T=15°C N=81.19 tf
T=20°C N=108.26 tf T=25°C N=135.32 tf T=30°C N=162.38 tf
4 NIVELURI
T=5°C N=27.06 tf T=10°C N=54.13 tf T=15°C N=81.19 tf
T=20°C N=108.26 tf T=25°C N=135.32 tf T=30°C N=162.38 tf
Fig. 8 - STRUCTURA DUALA DE B.A. - FORTE AXIALE IN ELEMENTE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA
2 NIVELURI
T=5°C N=27.06 tf T=10°C N=54.13 tf T=15°C N=81.19 tf
T=20°C N=108.26 tf T=25°C N=135.32 tf T=30°C N=162.38 tf
4 NIVELURI
T=5°C N=27.06 tf T=10°C N=54.13 tf T=15°C N=81.19 tf
T=20°C N=108.26 tf T=25°C N=135.32 tf T=30°C N=162.38 tf
DT NIVELURI b (cm) h (cm) Rt (daN/cmp) Ra (daN/cmp) N (tf) Ncap,bet (tf) Aa,sus (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,sus,cont (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,intinsa (cmp) Ncap,arm (tf) Ncap (tf) OBS
2 25 60 12 3000 27.06 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
4 25 60 12 3000 27.06 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
2 25 60 12 3000 54.13 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
4 25 60 12 3000 54.13 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
2 25 60 12 3000 81.19 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 81.19 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
2 25 60 12 3000 108.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 108.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
2 25 60 12 3000 135.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 135.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
2 25 60 12 3000 162.4 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 162.4 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
DT NIVELURI b (cm) h (cm) Rt (daN/cmp) Ra (daN/cmp) N (tf) Ncap,bet (tf) Aa,sus (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,sus,cont (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,intinsa (cmp) Ncap,arm (tf) Ncap (tf) OBS
2 25 60 10 3000 27.06 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 OK
4 25 60 10 3000 27.06 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 OK
2 25 60 10 3000 54.13 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 54.13 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 81.19 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 81.19 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 108.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 108.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 135.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 135.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 162.4 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 162.4 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
DT NIVELURI b (cm) h (cm) Rt (daN/cmp) Ra (daN/cmp) N (tf) Ncap,bet (tf) Aa,sus (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,sus,cont (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,intinsa (cmp) Ncap,arm (tf) Ncap (tf) OBS
2 25 60 8 3000 27.06 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 OK
4 25 60 8 3000 27.06 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 OK
2 25 60 8 3000 54.13 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 54.13 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 81.19 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 81.19 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 108.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 108.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 135.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 135.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 162.4 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 162.4 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
25
30
10
15
20
5
30
5
10
15
Fig. 10 - STRUCTURA DUALA DE B.A. - FORTE AXIALE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA IN RIGLE - REZISTENTA LA INTINDERE A BETONULUI 10 daN/cmp
30
Fig. 11 - STRUCTURA DUALA DE B.A. - FORTE AXIALE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA IN RIGLE - REZISTENTA LA INTINDERE A BETONULUI 8 daN/cmp
20
25
25
Fig. 9 - STRUCTURA DUALA DE B.A. - FORTE AXIALE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA IN RIGLE - REZISTENTA LA INTINDERE A BETONULUI 12 daN/cmp
5
10
15
20
DT NIVELURI b (cm) h (cm) Rt (daN/cmp) Ra (daN/cmp) N (tf) Ncap,bet (tf) Aa,sus (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,sus,cont (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,intinsa (cmp) Ncap,arm (tf) Ncap (tf) OBS
2 25 60 12 3000 27.06 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
4 25 60 12 3000 27.06 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
2 25 60 12 3000 54.13 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
4 25 60 12 3000 54.13 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 OK
2 25 60 12 3000 81.19 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 81.19 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
2 25 60 12 3000 108.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 108.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
2 25 60 12 3000 135.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 135.3 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
2 25 60 12 3000 162.4 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
4 25 60 12 3000 162.4 18.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 54.93 NOK
DT NIVELURI b (cm) h (cm) Rt (daN/cmp) Ra (daN/cmp) N (tf) Ncap,bet (tf) Aa,sus (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,sus,cont (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,intinsa (cmp) Ncap,arm (tf) Ncap (tf) OBS
2 25 60 10 3000 27.06 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 OK
4 25 60 10 3000 27.06 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 OK
2 25 60 10 3000 54.13 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 54.13 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 81.19 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 81.19 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 108.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 108.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 135.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 135.3 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
2 25 60 10 3000 162.4 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
4 25 60 10 3000 162.4 15.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 51.93 NOK
DT NIVELURI b (cm) h (cm) Rt (daN/cmp) Ra (daN/cmp) N (tf) Ncap,bet (tf) Aa,sus (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,sus,cont (cmp) Aa,jos (cmp) Aa,intinsa (cmp) Ncap,arm (tf) Ncap (tf) OBS
2 25 60 8 3000 27.06 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 OK
4 25 60 8 3000 27.06 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 OK
2 25 60 8 3000 54.13 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 54.13 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 81.19 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 81.19 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 108.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 108.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 135.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 135.3 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
2 25 60 8 3000 162.4 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
4 25 60 8 3000 162.4 12.00 9.42 6.03 6.28 6.03 12.31 36.93 48.93 NOK
15
20
25
30
5
10
15
20
25
30
Fig. 12 - STRUCTURA IN CADRE DE B.A. - FORTE AXIALE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA IN RIGLE - REZISTENTA LA INTINDERE A BETONULUI 12 daN/cmp
Fig. 13 - STRUCTURA IN CADRE DE B.A. - FORTE AXIALE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA IN RIGLE - REZISTENTA LA INTINDERE A BETONULUI 10 daN/cmp
Fig. 14 - STRUCTURA IN CADRE DE B.A. - FORTE AXIALE DIN DIFERENTE DE TEMPERATURA IN RIGLE - REZISTENTA LA INTINDERE A BETONULUI 8daN/cmp
5
10
5
10
15
20
25
30
Fig. 27 - Comparatii intre raspunsurile structurii de rezistenta in cadre de b.a. cu 2 niveluri
Marime Tasare 0.00 mm Tasare 2.50 mm Tasare 5.00 mm Tasare 10.00 mm Tasare 15.00 mm
Linie de rezistenta ax 1
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Linie de rezistenta ax A
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Ansamblul 3D
defgt
Fig. 28 - Comparatii intre raspunsurile structurii de rezistenta in cadre de b.a. cu 4 niveluri
Marime Tasare 0.00 mm Tasare 2.50 mm Tasare 5.00 mm Tasare 10.00 mm Tasare 15.00 mm
Linie de rezistenta ax 1
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Linie de rezistenta ax A
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Ansamblul 3D
defgt
Fig. 29 - Comparatii intre raspunsurile structurii de rezistenta duale de b.a. cu 2 niveluri
Marime Tasare 0.00 mm Tasare 2.50 mm Tasare 5.00 mm Tasare 10.00 mm Tasare 15.00 mm
Linie de rezistenta ax 1
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Linie de rezistenta ax A
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Ansamblul 3D
defgt
Fig. 30 - Comparatii intre raspunsurile structurii de rezistenta duale de b.a. cu 4 niveluri
Marime Tasare 0.00 mm Tasare 2.50 mm Tasare 5.00 mm Tasare 10.00 mm Tasare 15.00 mm
Linie de rezistenta ax 1
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Linie de rezistenta ax A
Ng (tf)
Mg (tfm)
Vg (tf)
Ne (tf)
Me (tfm)
Ve (tf)
Ansamblul 3D
defgt
CAPITOLUL 7
CONCLUZII SI CONTRIBUTII PERSONALE
In acest moment, dupa caderea fostului regim si prezenta trupelor NATO,
in Irak exista un “vid”de coduri de proiectare. Normativele vechi sunt depasite moral,
iar dupa razboi practic accesul la codurile de proiectare este destul de dificil. In
general cladirile realizate de trupele americane si cele aliate folosesc codurile de
proiectare de tip UBC si ATC.
Din aceste motive in scopul contributiei la alcatuirea unor norme specifice,
prezenta lucrare contine o documentare larga privind:
• Tipurile de incarcari si actiuni avute in vedere la proiectarea cladirilor:
• Tipuri de incarcari si actiuni
• Rolul proiectantului
• Incarcari permanente si din exploatarea constructiilor
• Actiunea seismica
• Actiunea vantului
• Exigente si criterii de performanta specifice cladirilor multietajate:
• Aspecte privind masurile arhitecturale impuse de siguranta
utilizatorilor cladirilor multietajate
• Implicatii arhitecturale ale exigentelor de siguranta a utilizatorilor
• cerinte specifice privind rezistenta si stabilitatea
• Performante seismice
• Mecanismul structural de disipare a energiei seismice
• Ductilitatea locala si cerintele de ductilitate la nivel de element si
de ansamblu structural
• Evitarea ruperilor cu caracter casant
• Limitarea degradarilor nestructurale
• O colectie de sisteme constructive si tehnologice pentru realizarea
structurilor cladirilor multietajate:
• Structuri din elemente compuse;
• Principii de alcatuire constructiva;
• Sisteme constructive orizontale si verticale;
• Selectarea solutiilor pentru ansamblul structural;
• Aspecte conceptuale privind cladirile din Orientul Mijlociu.
• Metodologii si metode de calcul pentru cladirile multietajate:
• Metode de proiectare curenta;
• Metode de proiectare bazate pe considerarea proprietatilor de
deformare a structurii;
• Metoda spectrelor seismice de raspuns;
• Metode de corelare intre deplasarile absolute de nivel pentru
sisteme cu mai multe grade de libertate (SMGLD) si spectrele de
proiectare de deplasare liniare si neliniare;
• Aspecte privind folosirea spectrelor de proiectare de acceleratii
pentru calculul fortelor taietoare de baza;
• Modelarea comportarii structurale de ansamblu (modele 2D,
modele 3D, torsiune generala, deformabilitatea planseelor);
• Modele histeretice la nivel de sectiune;
• Modelarea elementelor nestructurale;
• Modelarea actiunii seismice;
• Raspunsuri seismice;
• Mecanisme de disipare a energiei;
• Aspecte privind cerintele si capacitatile de ductilitate;
• Degradari de rigiditate si rezistenta;
• Marimi cinematice;
• Bilantul energetic, etc.
• Comportarea peretilor structurali din zidarie la seisme majore:
• Comportarea materialelor componente: cărămizi şi mortar
• Comportarea pereţilor structurali de zidarie
• Metodologii de investigare a clădirilor existente cu structura din
zidarie
• Modul de conlucrare, a cadrelor din beton armat cu zidăria, în
cazul seismelor
• Aspecte privind comportarea cladirilor la tasari inegale si diferente de
temperatura.
In cadrul acestui ultim capitol s-au efectuat studii de cazuri parametrice pentru
tasari inegale (sau si cedari de reazeme) respectiv influenta diferentelor de temperatura
asupra unor structuri din b.a. in doua variante:
• Structura cu cadre din b.a.
• Structuri DUALE din b.a.
Au fost alese cladiri cu 2 si 4 niveluri, conformate si dimensionate pentru
o singura zona seismica cu o acceleratie orizontala de proiectare ag=0.24g si
Tc=1.60 sec (corespunzatoare zonei Erbil-ului - Irak). In mod similar, calculele pot
sa fie extinse si pentru celelalte zone seismice.
Diferentele de temperatura propuse au fost t=5; 10; 15; 20; 25 si 30°C.
Plaja de tasari aleasa a fost u=0; 2.5; 5; 10 si 15 mm. S-a mers chiar
pana la tasari de 40 mm pentru studiul placilor de plansee.
In urma calculelor realizate s-au obtinut urmatoarele raspunsuri:
1. In cazul studiului comportarii structurilor la diferente de temperatura:
• Fortele axiale din grinzi practic nu depind de numarul de niveluri ale
cladirii ci numai de diferenta de temperatura si de coeficientul de
expansiune termica al materialului din care acestea sunt alcatuite;
• Pentru grinzile corect conformate si dimensionate in concordanta cu
calculele gravitationale si seismice efectuate in prealabil, se constata
urmatoarele aspecte cu caracter de generalitate:
• Pentru folosirea unor betoane avand rezistenta la intindere de circa
8-10 daN/cmp cantitatea de armatura din grinzi, rezultata din
dimensionarile succesive gravitationale/seismice, este capabila sa
suporte intinderi provenite din diferentele de temperatura de pana
in 5°C, indiferent de regimul de inaltime ales;
• Pentru folosirea unor betoane avand rezistenta la intindere de circa
12 daN/cmp armatura din grinzi, rezultata din dimensionarile
succesive gravitationale/seismice, este capabila sa suporte
intinderi provenite din diferentele de temperatura de pana in 10°C,
indiferent de regimul de inaltime ales;
• Pentru celelalte diferente de temperatura pe fiecare tip de beton
rezulta ca armatura prevazuta in grinzi, din calculele
gravitationale/seismice, este insuficienta. De aceea se poate
sublinia ca sunt necesare calcule suplimentare pentru
determinarea armaturilor necesare in grinzi, care in afara de
actiunile gravitationale/seismice sa poata conferi sufucienta
capacitate de rezistenta la intinderile rezultate din diferentele de
temperatura.
• In aceste conditii, momentele capabile de la capetele grinzilor
cresc in mod corespunzator si de aceea, in concordanta cu
mecanismul optim de disipare a energiei seismice, in scopul
mentinerii elementelor verticale pe inaltime (stalpi/pereti) in
domeniul elastic trebuiesc inevitabil sporite si armaturile
longitudinale prevazute din calculele gravitationale/seismice
precedente.
• Atat la elementele orizontale de tip grinzi cat si in elementele
verticale de tip stalpi sau pereti structurali din b.a., in functie de
armaturile longitudinale suplimentate, datorita cresterii fortelor
taietoare asociate se pune, de asemenea, problema maririi
cantitatii de armatura transversala (etrieri sau bare orizontale).
2. In cazul studiului comportarii structurilor la tasari diferentiate (si/sau cedari de
reazeme):
• La structurile in cadre din b.a., in functie de marimea tasarii diferentiate
propusa, cresterile momentelor incovoietoare pe grinzile cadrelor,
conform figurilor 21 si 23, pot sa fie cuprinse intre 100 si 750%.
• La structurile in DUALE din b.a., in functie de tasarea diferentiata
propusa, cresterile momentelor incovoietoare pe grinzi, conform figurilor
22 si 24, pot sa fie cuprinse intre 150 si 500%.
• La structurile in cadre se constata ca efectul tasarii este relativ local, in
prima deschidere/travee stanga/dreapta, pe cand la structurile DUALE,
tasarea unuia dintre pereti poate conduce la efecte semnificative pe
aproape intreaga structura.
• Efectele produse de tasarile inegale sau de cedarile de reazeme se
concretizeaza progresiv in:
• Deformatii in rigle/placi
• Depasiri ale capacitatilor de rezistenta ale grinzilor/riglelor
respectiv ale placilor de planseu
• Ruperi ale grinzilor/riglelor si placilor care pot conduce la
colaps partial sau/si progresiv
• Reparatiile si consolidarile la elementele deteriorate sunt relativ greu de
executat, cu cat tasarile diferentiate sunt mai profunde.
Bibliografie
BIBLIOGRAFIE
1. ACI Committe 201: Guide to durable concrete. Journal of the American Concrete
Institute nr. 12/1977;
2. Agent R.: Consideraţii de sinteză privind influenţa curgerii lente a betonului asupra
solicitărilor în structuri de beton armat, Rev. construcţiilor (numărul 5) 1977;
3. Agent R., Dumitrescu D., Postelnicu T.: Îndrumător pentru calculul şi alcătuirea
elementelor de beton armat. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1992;
4. Agent R.: Expertizarea şi punerea în siguranţă a clădirilor existente afectate de
cutremure. Ed. Fast Print, Bucureşti, 1997;
5. Alexanderson J.: Swedish cement and concrete RcS. inst, of Tech., Stockholm,
Proceedingg nr.43, 1972;
6. Anderson S., Woodhead R.: Project Manpower Management. A wiley, interscience
publication Jhon Wiley 8ySons, (1981);
7. Annales de I'ITBTB Frence: La pathologie da constructions cu beton arme, 1974;
8. Arduini, M., D'Amrisi, A., and Tommaso, A. D.: Shear Failure Of Concrete Beams
Reinforced With FRP Plates. In Proceedings, Infrastructure: A new materials and
methods of repair, proceedings of the third materials engineering conference (p. 123-
130), San Diego, CA, USA, (1991);
9. Arsenie G., Voiculescu M., Ionaşcu M.: Soluţii de consolidare a construcţiilor avariate de
cutremure. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1997;
10. Avram C., Facaoaru I., Filimon I., Mirşu O., Tertea I.: Rezistenţele şi deformaţiile
betonului. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1971;
11. Avram C-tin, Bob C: Noi tipuri de betoane speciale, Bucureşti, Ed. Tehnică 1980;
12. Avram C-tin: Betonul armat în România, vol. II, Bucureşti, Ed. Tehnică, 1987;
13. Bălan S., ş.a.: Încercarea construcţiilor, Bucureşti , Ed. Tehnică, 1965;
14. Beleş A., Ifrim M.: Elemente de seismologie inginerească, Bucureşti, Ed. Tehnică, 1962;
15. Biczok Imre: Coroziunea şi protecţia betonului Bucureşti, Ed. Tehnică 1965;
16. Blume J.A., Newmark N.M., Corning J .A.: Desin of multistory reinforced concrete
buildings for earthquarke motions PCA, 1961;
17. Bob C., Roşu C.: Cercetări nedistructive asupra betoanelor din structuri de rezistenţă a
construcţiilor, Piatra Neamţ, 1984;
18. Budan C.: Contribuţii în managementul şi ingineria proceselor de construcţii pentru
realizarea lucrărilor de reparaţii şi consolidări a elementelor din beton, beton armat şi
beton precomprimat, UTCB, 1998, Teză de doctorat;
Bibliografie
19. Campione, G. and Miraglia, N.: Strength and strain capacities of concrete compression
members reinforced with FRP. Cement and Concrete Composites, Vol 25, Issue I, p.31–
41, 2003;
20. Catalog Control: Testing equipment for the construction industry, Milan, 1989;
21. Căpăţână D, Ţiţaru E.: Aspecte ale efectelor de interacţiune la structuri ductile din beton
armat alcătuite din cadre şi pereţi structurali, Rev. Construcţiilor (numărul.4-5), 1985;
22. Chaallal, O., Nollet, M., and Perraton, D.: Strengthening Of Reinforced Concrete Beams
With Externally Bonded Reinforced Plastic Plates. Design Guidelines For Shear And
Flexure Canadian Journal of Civil Engineering, 25, 692-704, (1998);
23. Ciolacu C., Craciunescu V., Dobrescu C.: Tehnologia prefabricatelor din beton şi beton
armat, Ed. Didactica şi Pedagogică, Bucureşti, 1976;
24. Concrete Society: Design guidance for strengthening concrete structures using fibre
composite materials, Technical Report No.55, p 47-49, 2002;
25. Copeland L.E., Schultz E.G.: Electron optical investigation of the hydration products of
calcium silicates and portland cement, Journal of the PCA Research and development
Laboratories, 1962;
26. Dabija F.: Structuri de rezistenţă la clădiri civile. Ed. I.C.B., Bucureşti, 1980;
27. Demers, M. and Neale K. W.: Strengthening of existing concrete columns with
unidirectional composite sheets in Proc of 4th International Conference on Short and
Medium Span Bridges. Edited by Mufti A. A.; Bakht B. and. Jaeger L. G, Canadian
Society for Civil Engineering, Montreal, Canada, p. 895–905, 1994;
28. Demers, M. and Neale, K. W.: Confinement or reinforced concrete columns with fibre-
reinforced composites sheets – an experimental study. Canadian Journal of Civil
Engineering, Vol 26, Issue II, p.226–241, 1999;
29. Dias S. and J. Barros : Shear Strengthening of RC Beams with Near-Surface- Mounted
CFRP Laminates. Proc 7th int symp FRP reinforcement for concrete structures, vol I,
p807- 823, (2005);
30. Domşa J., Vescan V., Moga A.: Tehnologia lucrărilor de construcţii, Editura Institutului
Politehnic Cluj-Napoca, 1988;
31. Dumitrescu D., Nicula I., ş.a.: Beton armat. Ed. I.C.B., Bucureşti, 1974;
32. Dumitrescu D., Sandi H.: Principii fundamentale privind siguranţa şi calculul
construcţiilor. Conf. V de betoane, Timişoara, 1972;
33. Dumitrescu G.: Asigurarea calităţii în construcţii. Ed. UTCB, 1996;
34. E. Grande, M. Imbimbo and A. Rasulo: Experimental behaviour of RC beams
strengthened în shear by FRP sheets. Proc 8th int symp FRP reinforcement for concrete
Bibliografie
structures, Patras, Greece, 2007;
35. Ebead, U. and Marzouk, H: Strengthening of two-way slabs using steel plates, ACI
Structural Journal, 198(1), p.16-23, (2002);
36. Emil-Sever Georgescu: Zonarea seismica a României;
37. Facaoaru I.: Utilizarea carotelor la determinarea directă şi indirectă a rezistenţei
betonului din lucrare. Revista Construcţii Nr. 6, 1980;
38. Fagerlund G.: Service Life of structures. General report session 2.3, Quality control of
concrete structures, Stockholm, 1979;
39. Fawcett A.: Proceedings of the VIII-th International Conference on Soil Mechanics and
Foundation Engineering, Moskow, 1973;
40. Foldvary A.: Contribuţii la optimizarea compoziţiei betonului de ciment. Teză de doctorat,
Timişoara, 1986;
41. G. Zhang, N. Kishi and H. Mikami: Effects of bonding configurations on shear behaviour
of RC beams reinforced with aramid FRP sheets. Proc 8th int symp FRP reinforcement
for concrete structures, Patras, Greece, 2007;
42. Ghibiu M., Gheorghiu N., Oţel A., Suman R.: Tehnologii moderne. Ed. Tehnică, 1989;
43. Ghiocel D., Dabija F.,ş.a.: Construcţii Civile. Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,
1978;
44. Giuşcă N.: lngineria proceselor de construcţie. Ed. Gh. Asachi, Universitatea Tehnică
laşi, 1997;
45. Hangan M. : Construcţii de beton armat. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1965;
46. Hewlett P.C.: Experience în the use of superplasticizers in England ACI SP-62, 1979;
47. Horea Sandi, Emil-Sever Georgescu: Cutremurele secolului XX şi direcţiile de efort
pentru protecţia antiseismică a populaţiei capitalei în viitor;
48. Ifrim M.: Dinamica structurilor şi inginerie seismică, Ed. Didactică şi pedagogică,
Bucureşti, 1984;
49. Ifrim M.: Observaţii privind consolidarea construcţiilor afectate de cutremur. Sesiunea
tehnico - ştiinţifică IPB, Bucureşti, 1978;
50. Ionescu I., Ispas T.: Proprietăţile şi tehnologia betoanelor. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1997;
51. Jambor I.: Durability of Concrete, RILEM, Prague, 1973, vol. II;
52. Juran J. M., Gryna F.: Quality planning and analysis. Editura McGraw-Hill Inc.,1993;
53. Karbhari, V. M., Seible, F., Seim, W., Vasquez, A.: Strengthening of concrete slabs in
proceedings, infrastructure. A new materials and methods of repair, proceedings of the
third materials engineering conference, (1994).
54. Kikukawa, K, Mutoh, K., Ohya, H., Ohyama, Y., and Tanaka, H.: Flexural Reinforcement
Bibliografie
of concrete floor slabs by carbon fiber textiles. Composite interfaces, 1998;
55. Komar A.: Materiaux et elements de construction. Technique sovietique, Moscova, 1978;
56. Kondo R, Daimond M.: Phase composition of hardened cement paste. Principal paper,
the VI intern congr chem. cem., Moscova, 1974;
57. Kreijger P.C.: Plasticijers and dispersing admixtures, admixture concrete International
the constructions press, 1980;
58. Li, J. and Hadi M. N. S.: Behaviour of externally confined high-strength concrete columns
under eccentric loading. Composite structures, Vol 62, Issue 2, p.145–153, 2003.
59. Ionescu I., Ispas T.: Practica actuală a betoanelor. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1986;
60. Macedo M.C., Goldhaber S., Jha C.K.: Construction Management Wiley, Intuscience,
New York, 1977;
61. Majdi Sekhyan: Performanţele tehnico-economice ale unor soluţii de consolidare a
elementelor de construcţii pentru clădirile de locuit. Teza de doctorat, Iaşi, 1993;
62. Malek, M. A., Saadatmanesh, H., and Ehsani, M. R.: Prediction of failure load of R/C
beams strengthened with FRP plate due to stress concentration at the plate end. ACI
Structural Journal, 95(1), p.142-152, (1998);
63. Malgonov A, ş.a,: Procedes de renforcement des constructions, Institute de genie Civil
Tomsk, 1990;
64. Malhotra V.M.: Progress in Concrete Technology, CANMET, Ottawa, 1980;
65. Meier, U., Deuring, M., Meier, H., and Schwegler, G.: CFRP bonded sheets. In
proceedings, A. Nanni (Ed.), Fiber- Reinforced-Plastic (FRP) reinforcement for concrete
structures. Properties and applications (p.423-434). CH-8600 Duebendof, Switzerland.
Elsevier Science Publishers B.V., (1993);
66. Mihai Teodorescu, George Ilinoiu: Protecţia anticorosivă a armăturilor. Fenomenul de
coroziune a armăturilor din oţel, Revista Antreprenorul, nr. 3, 4, 5 din 2000;
67. Mocanu D.R., ş.a.: Încercarea materialelor, vol. I, II, III, Bucureşti, Ed. Tehnică, 1982;
68. Moldovan V, Tatu D.: Materiale de construcţii (numărul 9), 1979;
69. Montgomery, D.C.: Design and analysis of experiments, 5th edition, John Wiley and sons,
NY, (2001);
70. Myers, R. and Montgomery, D.C.: Response surface methodology. Process and product
optimization using designed experiments, John Wiley and Sons, NY, (1995);
71. N. Robertson, G. P. Johnson and B. Sharma: Shear retrofit of concrete T-beams using
CFRP. Proc 8th int symp FRP reinforcement for concrete structures, Patras, Greece,
2007;
Bibliografie
72. Nestor A.: Comportarea în situ a construcţiilor (comunicare la Conferinţa de betoane),
1988;
73. Newman K.: Achieving assurance of concrete quality în finished structures, RlLEM.
Quality control of concrete structures, Stockholm, June, 1979;
74. Nistor C. Troia L, s.a.: Consolidarea şi întreţinerea construcţiilor, Bucureşti, Ed. Tehnică,
1991;
75. Nitereka, C. and Neale, K. W.: Analysis of reinforced concrete beams strengthened in
flexure with composite laminates. Canadian Journal of Civil Engineering, 26, p.646- 654,
(1999);
76. Norris, T. and Saadatmanesh: Shear and flexural-strengthening of R/C beams with carbon
fiber sheets. Journal of structural engineering, 123(7), p.903-911, (1997);
77. Octavian Ilinoiu: Controlul calităţii betoanelor;
78. Pascu Raluca Ioana: Investigarea prin metoda impact-echo a avariilor şi defecţiunilor
structurale din construcţii (teza doctorat, UTCB, 2006);
79. Paul Popescu: Degradarea construcţiilor;
80. Pepenar I, Damian C: Metode şi criterii de apreciere a stării de degradare a elementelor
de construcţii nr 4-5, 1988;
81. Peraton D.: Utilisation des superplastifiants dans les betons conventionels, Sherbrooke,
1991;
82. Pestişanu C., Voiculescu M., ş.a.: Construcţii. Ed. Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,
1995.
83. Picher, F.; Rochette P. and Labossière, P.: Confinement of concrete cylinders with CFRP.
In Proc of 1st International Conference Composites in Infrastructure. Edited by
Saadatmanesh H. and Ehsani M. R., University of Arizona, Tucson, Arizona, p.829–841,
1996;
84. Popa E., Popa R.: Tehnologia lucrărilor de construcţii. Prepararea betonului. Aplicaţii.
Bucureşti , Edit. I.C.B., 1986;
85. Popa R, Teodorescu M., ş.a.: Utilajul şi tehnologia structurilor de construcţii. Ed.
Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1981;
86. Popa R, Teodorescu M.: Montarea elementelor prefabricate de beton armat, beton
precomprimat şi metalice. Ed. ICB, Bucureşti, 1992;
87. Popa R, Teodorescu M.: Tehnologia lucrărilor de construcţii. Ed. ICB, Bucureşti,1984;
88. Popescu V., Pătârniche N., Chesaru E.: Calitatea şi siguranţa construcţiilor, Bucureşti,
Ed. Tehnică, 1987;
89. Powers T.C.: Durability of concrete ACI Publ. Sp. 47, 1975;
Bibliografie
90. Prager E.: Betonul armat în România, vol. I, Bucureşti, Ed. Tehnică, 1979;
91. Priestley, M. J. N; Seible, F. and Fyfe, E.: Column seismic retrofit using fiberglass/epoxy
jackets. In: Proc of 1st International Conference on Advanced Composite Materials in
Bridges and Structures. Edited by Neale K.W. and Labossière P., Canadian Society for
Civil Engineering, Montreal, Canada, 1992;
92. Pruteanu N.: Tehnologia efectuării construcţiilor. Partea a doua UTM Chişinău, 1997;
93. Ridloff R.: A practical quide to construction Lending. Van Nostrand Reinhold Company,
New York, 1985;
94. Ritchie, P. A., Thomas, D. A., Lu, L., and Connelly, G. M.: External Reinforcement Of
Concrete Beams Using Fiber Reinforced Plastics. ACI Structural Journal, 88(6), 490-500,
(1991);
95. Rochette, P. and Labossière, P.: Axial testing of rectangular column models confined with
composites. Journal of Composites for Construction, Vol 4, Issue 3, p.129–136, (2000);
96. S. Hassan Dirar, C. Morley and J. Lees: Effect of effective depth and longitudinal steel
ratio on the behaviour of precracked reinforced concrete T-beams strengthened în shear
with CFRP fabrics Proc 8th int symp FRP reinforcement for concrete structures, Patras,
Greece, 2007;
97. Saadatmanesh H., Ehsani, M. R. and Li, M. W.: Strength and ductility of concrete
columns externally reinforced with fiber composite straps. ACI Structural Journal, vol 91,
Issue 4, p.434–447, (1994);
98. Scanlon J .M.: Concrete construction quality management, RILEM, Quality Control of
Concrete structures, Stockholm, Iunie 1979;
99. Suman R, Ghibu M., Gheorghiu N., Oara C., Oţel A.: Tehnologii moderne în construcţii,
Ed. Tehnică, Bucureşti, 1988;
100. Suman R., Pop S.: Execuţia lucrărilor de construcţii. Editura Tehnică Bucureşti, 1989;
101. Ştefănescu Goanga A.: Determinarea rezistenţei betonului prin metode nedistructive, Ed.
Tehnică, 1981;
102. Ştefănescu Goangă A.: Încercările mortarului, betonului şi materialelor componente,
Bucureşti, Ed. Tehnică,1983;
103. Teodorescu M., Budan C.: Tehnologia lucrărilor de întreţinere, reparaţii şi consolidări ,
Ed. UTCB,1997;
104. Teodorescu M., Ilinoiu G.: Gradul de maturizare al betonului. Ed. UTCB, Bucureşti,
1997;
105. Teodorescu M.: Tehnologia lucrărilor de zidărie, izolaţii şi finisaje, vol. I. Ed. UTCB,
Bibliografie
1996;
106. Teoreanu I., Moldoveanu V., Nicolescu L.: Durabilitatea betonului, Bucureşti, Ed.
Tehnică,1982;
107. Tertea I, Oneţ T.: Verificarea calităţii construcţiilor de beton armat şi beton
precomprimat, Editura Dacia, Cluj-Napoca,1979;
108. Tologea S.: Accidente şi avarii în construcţii, Bucureşti, Ed. Tehnică,1985;
109. Tologea S.: Contribuţii în problema acţiunii curenţilor de dispersie asupra elementelor
din beton şi beton armat din fundaţii, Teză de doctorat ICB;
110. Tologea S.: Probleme privind patologia şi terapeutica construcţiilor, Bucureşti, Ed.
Tehnică, 1977;
111. Traian Oneţ: Durabilitatea betonului armat;
112. Trelea A, Popa R, ş.a.: Tehnologia construcţiilor, vol. I, Ed. Dacia, Cluj-Napoca, 1997;
113. Trelea A., ş.a.: Îndrumător pentru întocmirea fişelor tehnologice la lucrările de
construcţii, Inst. Politehnic Iaşi, 1976;
114. Trelea A.: Industrializarea lucrărilor de construcţii şi tehnologia de execuţie,
proiectarea tehnologică. Cursuri postuniversitare Institutul Politehnic Iaşi, 1977;
115. Trelea A: Tehnologia lucrărilor de construcţii, Ed. Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,
1977;
116. Triantafillou, T. C.: Shear Strengthening Of Reinforced Concrete Beams Using Epoxy-
Bonded FRP Composites. ACI Structural Journal, 1998;
117. U.S. Bureau of Reclamation: Investigation în to the effect of water/cement ratio on the
freezing-thawing resistance of non-air and air-entrained concrete, Concret Laboratory
Report No C-150 (Denver, Colorado), 1955;
118. Wang, Y. Ch.: Retrofit of reinforced concrete members using advanced composite
materials. Research report 2000-3, Dept of Civil Engineering, University of Canterbury,
Christchurch, New Zealand, 2000;
119. Abrams D.P. - Strength and behavior of unreinforced masonry elements - Proceedings of
the Tenth World Conference on Earthquake Engineering, Madrid, Spain, 1992.
120. Abrams D.P. - Response of unreinforced masonry buildings. Journal of Earthquake
Engineering, Vol. 1, No. 1, 1997.
121. Abrams D.P. - Nonlinear seismic behavior of masonry elements and building systems.
Lecture notes for the seminar on the seismic assessment of monuments, Pavia, 2000.
122. Abrams D.P. - Performance - based rehabilitation of unreinforced masonry buildings.
Lecture notes for the seminar on the seismic assessment of monuments, Pavia, 2000.
123. Anthoine A., Magonette G., Magenes G. - Shear - compression testing and analysis of
Bibliografie
brick masonry walls. Proceedings of the Tenth European Conference on Earthquake
Engineering, Vienna, Austria, 1994.
124. Bachmann H., Dazio A. - A Deformation-Based Seismic Design Procedure for Structural
Wall Buildings. Proceedings of the International Workshop on Seismic Design
Methodologies for the Next Generation of Codes, Bled/Slovenia, 24-27 June 1997, A.A.
Balkema, Rotterdam, 1997.
125. Beleş A. A., Ifrim M. - Elemente de Seismologie Inginerească. Bucureşti, Editura
Tehnică, 1962.
126. Brencich A., Gambarotta L., Lagomarsino S. - A macro element approach to the three-
dimensional seismic analysis of masonry buildings. Proceedings of the Eleventh European
Conference on Earthquake Engineering, Paris, France, 1998.
127. Benedetti D., Pezzoli P. - Shaking table tests on masonry buildings - Results and
comments. ISMES, Seriate Bergamo Italy, 1996.
128. Bruneau M. - Seismic evaluation of unreinforced masonry buildings - a state-of-the-art
report. Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 21, pp. 512-539, 1994.
129. Bruneau M. - State-of-the-art report on seismic performance of unreinforced masonry
buildings. Journal of Structural Engineering, Vol. 120, No. 1, 1994.
130. Calvi G.M. - A displacement-based approach for vulnerability evaluation of classes of
buildings. Journal of Earthquake Engineering, Vol. 3, No. 3, 1999.
131. Chopra A.K, Goel R.K - Capacity-demand-diagram methods based on inelastic design
spectrum. Earthquake Spectra, Vol. 15, No. 4, 1999.
132. Chopra A.K. - Dynamics of Structures - Theory and Applications to Earthquake
Engineering. Prentice-Hall, Upper Saddle River, New Jersey 1995.
133. Calvi G. M., Kingsley G. R., Magenes G. - Testing of masonry structures for seismic
assessment. Earthquake Spectra, Vol. 12, No. 1, 1996.
134. Dabija Fl. – Civil Engineering structures – Didactic and pedagogic editor, 1985.
135. Hilsdorf, H. K. - Investigation into the failure mechanism of brick masonry loaded in
axial compression. Proceedings of Int. Conf. on masonry structural systems, Texas, 1967.
136. Lang, Kerstin - Seismic vulnerability of existing buildings - Swiss Seismological Service,
ETH Zürich.
137. Francis, A. J. ş.a. - The effect of joint thickness and other factors on the compressive
strength of brickwork. Proceedings of the 2nd
intern. Brick Masonry Conference, Stoke-
on-Trent, 1970.
138. Ifrim M. - Analiza dinamică a structurilor şi inginerie seismică, Bucureşti, Editura
Didactică şi Pedagogică, 1973.
139. Ifrim M. - Observaţii privind consolidarea construcţiilor afectate de cutremur, Bucureşti,
Bibliografie
Secţiunea Tehnico - Ştiinţifică, 1978.
140. Ifrim M. - Some fundamental aspects of earthquake engineering, Italy, Bergamo, 1978.
141. Ifrim M. - Earthquake of 4 march 1977 in Romania - Damage and strengthening of
structures, Canada, Montreal, 1979.
142. Ifrim M. - Strengthening concept after Romanian strong earthquake on march, 1977,
Turkey, Istanbul, 1980.
143. Ifrim M. - Romanian earthquake on 4 march, 1977 - Some specific engineering aspects,
Greece, Athens, 1982.
144. Ifrim M. - Dinamica Structurilor şi Inginerie Seismică, Bucureşti, Editura Didactică şi
Pedagogică, 1984.
145. Magenes G. - A method for pushover analysis in seismic assessment of masonry
buildings. Proceedings of the Twelfth World Conference on Earthquake Engineering,
Auckland, New Zealand, 2000.
146. Magenes G., Calvi G. M. - In-plane seismic response of brick masonry walls. Earthquake
Engineering and Structural Dynamics, Vol. 26, pp. 1091-1112, 1997.
147. Magenes G., Kingsley G. R., Calvi G. M. - Static testing of a full-scale, two-story
masonry building - test procedure and measured experimental response. Università degli
Studi di Pavia, 1995.
148. Mander J.B., Priestley M.J.N., Park R. - Theoretical stress-strain model for confined
concrete. ASCE Journal of Structural Engineering, Vol. 114, No. 8, 1988.
149. McCormack T.C., Rad F.N. - An Earthquake Loss Estimation Methodology for Buildings
based on ATC-13 and ATC-21. Earthquake Spectra, Vol. 13, No. 4, 1997.
150. Miranda E., Bertero V.V. - Evaluation of strength reduction factors for earthquake
resistant design. Earthquake Spectra, Vol. 10, No. 2, 1994.
151. Mironescu M. - Simplified analysis for the masonry structures subjected to seismic
actions – Buildings Review - 4/1992.
152. Oprea Gh. - Mecanica construcţiilor, Parte specială - stabilitatea şi calculul de ordinul
II. Editura Academiei Militare, Bucureşti, 1973.
153. Oprea Gh. - Mecanica construcţiilor. Editura Academiei Militare, Bucureşti, 1973/1979.
154. Oprea Gh. - Metode numerice în rezistenţa materialelor. Editura Academiei Militare,
Bucureşti, 1985.
155. Park R. - A Static Force-Based Procedure for the Seismic Assessment of Existing
Reinforced Concrete Moment Resisting Frames. Bulleting of the New Zealand Society for
Earthquake Engineering, Vol. 30, No. 3, 1997.
156. Paulay T., Priestly M.J.N. - Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings.
John Wiley & Sons, New York, 1992.
Bibliografie
157. Plumier A., Doneux C., Caporaletti V. - Evaluation et réduction du risqué sismique en
Belgique dans le cadre de l’Eurocode 8. Rapport d’avancement n.4, recherché SSTC
NM/12/01, Université de Liége - 2002.
158. Plumier A., Warnote V., Stoica D - A simple method in order to take into consideration
the additional eccentricity for general torsion – University of Liége Review – June 2003.
159. Priestley M.J.N. - Displacement-Based Seismic Assessment of Existing Reinforced
Concrete Buildings. Pacific Conference on Earthquake Engineering, Australia, 20-22
November 1995.
160. Priestley M.J.N., Kowalsky M.J. - Aspect of drift and ductility capacity of rectangular
cantilever structural walls. Bulleting of the New Zealand - National Society for
Earthquake Engineering, Vol. 31, No. 2, 1998.
161. Priestley M.J.N. - Seismic assessment of face-loaded walls and cantilever monuments.
Lecture notes for the seminar on the seismic assessment of monuments, Pavia, 2000.
162. Sofronie R., Bergamo G., Stoica D., Toanchina M. - Civil structures of reinforced
masonry without rc-structural members. Proceedings of the National Convention on
Structural Failures and Reliability of Civil Structures. University of Architecture, Venice
6-7 December 2001, pp.347-358.
163. Sofronie R., Bergamo G., Stoica D., Toanchina M. - Buildings of composed masonry
with cored or solid bricks? Proceedings of the XXX IAHS Congress on Housing. 9-13
September 2002, University of Coimbra - Portugal.
164. Sofronie R., Franchioni G., Bergamo G., Stoica D., Toanchina M. - Masonry irregular
buildings reinforced with polymer grids Proceedings of the 3rd
European Workshop on
Seismic Behavior of Irregular and Complex Structures. 17-18 September 2002, Florence,
Italy.
165. Sofronie R. - Application of reinforcing techniques with polymer grinds for masonry
buildings. Cascade, LNEC, 2005, Report no. 5, Lisbon.
166. Sofronie R. - Seismic strengthening of masonry in buildings and cultural heritage.
Proceedings of the 6th National Congress on Earthquake Engineering. Sismica 2004, 14-
16 April 2004, University of Minho, Guimaraes, Portugal, pp. 81 – 100.
167. Sofronie R., Stoica D. - Degradation of Romanian cultural heritage in surrounding
environment - ITAM-ARCCHIP Ariadne 6 - Workshop - Degradation of cultural heritage
in surrounding environment - Prague 2001.
168. Stoica D. - Technical aspects regarding the seismic response and safety of gravity
designed existing buildings. - Kisinew - Moldavia - International Conference 2000.
169. Stoica D., Voiculescu D., Voiculescu M. - The behavior of masonry structures in seismic
regions - AICR review – February 2002 (Romanian)
Bibliografie
170. Stoica D., Sofronie R. - Reinforced Masonry with Polymer Grids - 2002 China TCDC
International Training Course on Seismology and Earthquake Engineering 14 August- 26
September, Dali&Kunming, Yunnan Province, China 2002.
171. Stoica D., Plumier A. - Seismic behavior of non-engineered masonry structures / First
part - Synthesis on numerical modeling of masonry walls behavior / First draft - March
2003 - University of Liege - Belgium.
172. Stoica D., Plumier A. - Seismic behavior of non-engineered masonry structures / Second
part - The optimization of simple numerical methods able to simulate the behavior of
masonry structures / First draft - May 2003 - University of Liege - Belgium.
173. Stoica D., Plumier A. - Seismic behavior of non-engineered masonry structures / Third
part - Towards the comparisons of different masonry analysis models and methods / First
draft - August 2003 - University of Liege – Belgium.
174. Stoica D., Plumier A. - Seismic behavior of non-engineered masonry structures - Fourth
Part - Development of Design Tools for Masonry Structures / First draft November 2003 -
University of Liege - Belgium.
175. Turnsek, V., Cacovic, F. - Some experimental results on the strength of brick masonry
walls. Proceedings of the 2nd International brick masonry conference, Stoke-on-Trent,
apr., 1970.
176. Veletsos A.S., Newmark N.M. - Effect of inelastic behavior on the response of simple
systems to earthquake motions. Proceedings of the Second World Conference on
Earthquake Engineering, Vol. 2, pp. 895-912, Tokyo, Japan, 1960.
177. Veletsos A.S., Newmark N.M., Chelapati C.V. - Deformation spectra for elastic and
elastoplastic systems subjected to ground shock and earthquake motions. Proceedings of
the Third World Conference on Earthquake Engineering, Vol. 2, pp. 663-680, Wellington,
New Zealand, 1965.
178. Applied Technology Council - Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings.
ATC-40, Redwood City, California, 1996.
179.Bălan, St., Cristescu, V., Cornea, I. (Coordonatori) : Cutremurul de pământ din România
din 4 martie 1977, Ed. Academiei, Bucureşti, 1982. Capitolul IX: Studii si elemente de
sinteza privind cutremurul din 4 martie 1977.
180.C. Constantinescu, M. Stancu: Statistical studies for the prediction of seismic damage of
reinforced concrete structures. Proc. Joint US-Romania Seminar on Earthquakes and
Energy, Bucuresti, 1985.
181.Sandi, H., Cazacu, D., Constantinescu, C., Stancu, M.: Studii asupra vulnerabilităţii
seismice a clădirilor, efectuate în Bucureşti în urma cutremurului din 4 martie 1977.
Construcţii, 12, 1987.
Bibliografie
182.E.S. Georgescu, H. Sandi: Preocupari INCERC pentru elaborarea unor instructiuni
tehnice privind evaluarea rezistentei antiseismice a constructiilor existente si formularea
deciziei de interventie pentru punerea in siguranta a cladirilor prezentind un risc ridicat.
Constructii nr. 1 2/1987.
183.Chopra, A., Dynamics of structures – Theory and applications to earthquake
engineering, Prentice Hall International Editions, 1995.
184.Dragomir, C.S. Evaluarea amplificării dinamice prin instrumentare seismică a
clădirilor etajate, Amplificarea dinamică a clădirilor, Sesiunea ştiinţifică CIB noiembrie
2008, Braşov, pp. 91-98.
185.Dragomir, C.S. Amplificarea dinamică a clădirilor neregulate, Revista Construcţiilor,
INCERC, Nr.1, aprilie 2009, Bucureşti, pp.54-60.
186.Dragomir, C.S., Seismic monitoring of architectural heritage building rehabilitation,
Proceedings of the 14th
European Conference on Earthquake Engineering, August 30 –
September 03, 2010, Ohrid, Republic of Macedonia.
187.Ana Maria Grămescu, A.M.Daniela Barbu: Repararea şi consolidarea construcţiilor,
Editura AGIR, Bucureşti 2008
188.Ana Maria Grămescu: Construcţii civile, Editura AGIR, Bucureşti 2007
189.Radu Agent: Expertizarea şi punerea în siguranţă a clădirilor existente afectate de
cutremure, Editura Fast Print, 1998
190.Marianu Brumaru, Mircea Mihăilescu: Controlul structural al clădirilor, Editura
U.T.Prest Cluj Napoca,2006
191.Paul Popescu: Expertizarea şi monitorizarea structurilor din beton armat, Editura
Fundaţiei Romănia de Mâine,Bucureşti, 2002
192.Paul Popescu: Degradarea construcţiilor, Editura Fundaţiei Romănia de
Mâine,Bucureşti, 200
Normative
- C017/82-Instrucţiuni tehnice privind compoziţia şi prepararea mortarelor de zidărie şi
tencuieli; -
Bibliografie
- C026/85-Normativul pentru încercarea construcţiilor prin metode nedistructive (apărut în
Buletinul Construcţiilor nr.8/1985 şi nr.2/1987); -
- C028/83-Instrucţiuni tehnice pentru sudarea armăturilor din oţel-beton; -
- C054/81-Instrucţiuni tehnice pentru încercarea betonului prin extragere de carote; -
- C056/1985-Normativ pentru verificarea calităţii şi recepţia lucrărilor de construcţii şi
construcţiilor; -
- C056/2002-Normativ pentru verificarea calităţii şi recepţia lucrărilor de instalaţii
aferente; -
- C140/1986-Normativ pentru executarea lucrărilor din beton şi beton armat; -
- C149/1987-Instrucţiuni tehnice privind procedeele de remediere a defectelor pentru
elementele din beton şi beton armat; -
- C156/89-Elemente prefabricate din beton armat şi beton prefabricat. Procedee şi
dispozitive de verificare a caracteristicilor geometrice; -
- C244/93-Îndrumător pentru inspectarea şi diagnosticarea privind durabilitatea
construcţiilor din beton armat şi beton precomprimat; -
- CR006/2006-Cod de proiectare pentru structuri din zidărie; -
- GE040/2001-Ghid privind utilizarea metodei electromagnetice la determinarea
parametrilor de armare a elementelor existente din beton armat; -
- GT002/1996-Ghid practic pentru determinarea degradărilor şi rezistenţelor betoanelor; -
- ICCPDC-Indicaţii privind consolidarea structurilor de beton avariate, 1977; -
- Îndrumător pentru calculul şi alcătuirea elementelor structurale de beton armat; -
- ICCPDC - Indicaţii privind consolidarea stâlpilor prin cămăşuire, 1977; -
- ME003/1999 - Manual privind investigarea de urgenţă post-seism şi stabilirea soluţiilor
cadru de intervenţie imediată pentru punerea în siguranţă provizorie a construcţiilor avariate; -
- NE012/1999 - Cod de practică pentru executarea lucrărilor din beton, beton armat şi
beton precomprimat; -
- NP093/03 - Normativ de proiectare a elementelor compuse din betoane de vârste diferite
si a conectorilor pentru lucrări de cămăşuieli şi suprabetonări; -
- P059/86 - Instrucţiuni tehnice pentru proiectarea şi folosirea armării cu plase sudate a
elementelor de beton; -
- P095/1977 - Normativ tehnic de reparaţii capitale la clădiri şi construcţii speciale; -
- P100-1/2006 - Cod de proiectare seismica. Prevederi de proiectare pentru clădiri;
-
- P100-3/2008 - Cod de proiectare seismică, prevederi pentru evaluarea seismică a
clădiriloe existente, -
Bibliografie
- P101/78 - Instrucţiuni tehnice pentru proiectarea clădirilor de locuit cu structură de
rezistenţă din panouri mari; -
- SR EN 12504/2002- Încercări pe beton în structuri; -
- STAS 438 /1-89 – Produse din oţel pentru armarea betonului. Oţel beton laminat la cald.
Mărci şi condiţii tehnice de calitate; -
- STAS 6652/82- Încercări nedistructive ale betonului. Clasificări şi indicaţii generale; -
- Eurocode 8 - Design provisions for earthquake resistance of structures. ENV 1998-1-3,
CEN Comité Européen de Normalisation, Brüssel, 1995.
- European Macro seismic Scale 1998, Centre Européen de Géodynamique et de Séismologie,
Luxembourg, 1998.
- NEHRP - Handbook for the Seismic Evaluation of Existing Buildings. FEMA 273,
Washington, 1997.
- NEHRP - Handbook for the Seismic Evaluation of Existing Buildings – a Prestandard. FEMA
310, Washington, 1998.