ANALIZA CONCEPTUALA A ÎMBINĂRILOR ÎNTRE ELEMENTELE PREFABRICATE [301454]

[anonimizat], [anonimizat], [anonimizat] o stare de eforturi biaxiale sau triaxiale.

[anonimizat], [anonimizat]. În calcule aceste zone pot fi modelate ca și diagonale comprimate (biele), în timp ce armăturile care tranversează fisurile lucrează ca niște tiranți. Acest tip de modelare a elementelor din beton armat a primit în ultimul timp o largă utilizare.

Stare biaxială de eforturi:

Principala dificultate întâmpinată de cercetatori este realizarea unui câmp omogen de deformații și de eforturi în cursul încercărilor. O soluție adecvată a [anonimizat] Rüsch, care au utilizat platane de presă în “perie”, care nu împiedicau deformațiile transversale ale epruvetei. [anonimizat].

Compresiune – compresiune:

[anonimizat] R.pr, [anonimizat] 27% pentru σ1/σ2 = 0.5 și cu 16% pentru σ1/σ2 = 1. Planul de fisurare este paralel cu planul în care acționează eforturile. Scurtarea specifică poate atinge 0.003 și alungirea 0.002(Figura 1).

Rezistența maximă are valoarea aproximativă Rmax=1.25[anonimizat] a [anonimizat] ℰbc sunt de aproximativ 0.002.

Compresiune – întindere:

Rezistenta la compresiune scade când efortul de întindere crește (Figura.1). [anonimizat], o relație liniară. [anonimizat], scad când efortul de întindere crește (Figura.1).

[anonimizat], accelerând microfisurarea betonului.

[anonimizat], în funcție de raportul σ1/σ2.

[anonimizat], în funcție de raportul σ1/σ2.

[anonimizat] σx, sunt însoțite de eforturi tangențiale ζ

Întindere – întindere:

Rezistența la întindere rămâne practic egală cu cea de la întindere monoaxială. La fel pentru deformații.

O reprezentare curentă a stării plane de eforturi este dată de cercul lui Mohr. [anonimizat] (Figura.2). Această reprezentare permite determinarea directă a combinației de eforturi σ și ζ la rupere.

Fig. 2. [anonimizat]:

Cercul 1 – reprezintă întindere axială (σ1=Rt, σ2=0).

Cercul 2 – corespunde tăierii pure (σ1=Rt, σ2=-Rt).

Cercul 3 – compresiune axială (σ1=0, σ2=-R.pr).

Cercul 4 – (Rt+Rpr/2)/2, taie axa ζ [anonimizat] forfecare (dacă Rt=0.1*Rpr, rezultă ζmax = 0.22 Rpr).

Suprafata de cedare pentru beton solicitat triaxial:

Rezistentă betonului supus la o stare de solicitare multiaxială, poate fi reprezentata prin suprafața de cedare în coordonate σ1-σ2-σ3 (Figura 3.). Cazuri particulare semnificative sunt planurile care dau curba limită pentru starea biaxială de eforturi, de exemplu planul σ1-σ3 (vezi Figura. 3.), sau planul vertical care contine meridianul de compresiune (|σ1| = |σ2| < |σ3|).

Această suprafață este descrisă matematic de o ecuație în care intră invarianții tensorului tensiunilor, rezistență la compresiune (deoarece rezistența la întindere poate fi considerată ca o fracțiune din rezistența la compresiune), și câțiva parametri determinați experimental.

De exemplu, Codul Model CEB 1990 recomndă relația următoare, bazată pe cercetarile lui Ottosen :

în care :

I, J – invarianti ai tensorului tensiunilor, respectiv ai deviatorului,

fcm – rezistenta medie la compresiune

a, β, l – coeficienti empirici

Deosebit de interesantă este comportarea în cazul solicitării |σ1| = |σ2| < |σ3|, care pune în evidență efectul de confinare a betonului.

Încercarea se realizeaza de obicei pe un cilindru de beton supus la o presiune

hidrostatică la care se adaugă o compresiune suplimentară după direcția axei cilindrului (Figura. 4.). Atât rezistența cât și deformația ultimă cresc cu presiunea laterală.

Aproximarea liniara a rezistentei la compresiune în conditii de încarcare triaxiala de revolutie |σ1| = |σ2| < |σ3|, conform (EN 1992-1):

Relațiile propuse pentru rezistența și deformațiile betonului sunt:

În care:

σ2 (=σ3) este efortul efectiv de compresiune laterală la SLU datorat confinarii, ℰc2 și ℰcu2, rezultă curba limită din Figura. 5.

CONFINAREA BETONULUI:

Confinarea poate fi obținută prin aplicarea unei presiuni transversale (ca la încercările descrise în paragraful precedent), sau prin intermediul unor etrieri correct închisi sau prin armături transversale, care se opun umflării laterale a betonului și creează astfel o presiune transversală. În primul caz este vorba despre confinare activă, iar în al doilea despre confinare pasivă.

Un caz tipic de utilizare a efectului de confinare este realizarea stâlpilor din teava umplută cu beton (CFT = concrete filled tubes). Eficiența sistemului este demonstrată, de exemplu, în Figura. 6.

O fretă circulară confinează tot miezul de beton. Etrierul dreptunghiular asigură confinarea printr-un mecanism de arc cu tirant, și nu confinează decât o parte a miezului de beton. În direcție longitudinală, mecanismul este similar celui pentru etrieri (Figura.7.).

EC 2 nu dă nici o metodă de determinare a efortului de confinare, dar se poate folosi metoda prezentată în Manualul FIB [10]. Conform acestei metode, efortul de confinare poate fi calculat din condiția de echilibru atunci când armatura de confinare ajunge la curgere (Fig.8.).

Vsw – este volumul de armatura transversala

Vc – este volumul de beton

Deoarece doar o parte a secțiunii este confinată, valoarea lui σ2 trebuie corectată cu:

Presupunând că secțiunea neconfinată între două bare, fie în plan, fie în elevație are o formă parabolică factorii de eficiență, reprezentând raportul între aria cuprinsa de etrieri și aria confinata, se pot calcula cu relațiile:

Factorii de care depinde efectul de confinare sunt:

• forma armaturilor transversale;

• coeficentul de armare transversală;

• rezistenta armaturilor transversale;

• distanța între etrieri (respectiv pasul fretei).

REZISTENȚA LA OBOSEALĂ

Unele structuri sunt supuse la încărcări repetate (de exemplu tăblierele de poduri sau grinzile podurilor rulante). Pentru acestea, comportarea la oboseală a armăturilor este foarte importantă.

Mecanismul cedării la oboseală al armăturilor poate fi descris în mod simplificat în felul urmator: dintr-un punct de concentrare a eforturilor (imperfecțiune geometrică, crestătură, punct de coroziune) se formează o fisură, care avansează treptat, micșorând secțiunea utilă a barei. Când secțiunea rămasă devine insuficientă, bara se rupe brusc. Criteriul de verificare a rezistenței la oboseală este, după ST 009/2005, realizarea a cel putin 2 milioane de cicluri cu σmax egal cu 0,6 din limita de curgere caracteristică și amplitudinea 2σa de cel puțin 150 MPa pentru bare laminate la cald, respectiv 100 MPa pentru sârme trefilate.

Compresiune ciclică:

Pâna aici a fost prezentată comportarea betonului supus la o încarcare monoton crescătoare. Totuși, în multe cazuri încărcarea se aplică repetat (de exemplu la poduri). Daca un material ajunge la rupere sub acțiunea încărcărilor repetate, care produc eforturi inferioare rezistenței materialului, fenomenul se numeste oboseală.

Dacă se considera o epruvetă de beton solicitată la compresiune, la eforturi unitare variind între σmin și σmax, relația efort – deformație (Figura. 9.) își schimbă forma în funcție de numărul de cicluri, trecând de la o forma convexă la o dreaptă și în final la o formă concavă. Intervalul σmin – σmax la care betonul poate rezista la un număr dat de cicluri de încărcare este dat de diagrama Goodman modificată (Figura. 10.).

Cauza probabila a ruperii la oboseala este acumularea degradărilor în zona de tranziție. Un caz particular foarte interesant este cel al acțiunilor seismice, care produc un numar redus de cicluri de încărcare de intensitate mare. Ruperea se produce în acest caz după un numar redus de cicluri (Figura. 11.) și se numește oboseală oligo – ciclică (“low cycle fatigue”).

Înfășurătoarea drumurilor de încărcare este identică cu curba caracteristică pentru încărcarea monotonă, proprietate numită de “unicitate”. Se remarcă de asemenea o degradare rapidă a rigidității.

CARACTERISTICI MECANICE LA ÎNCĂRCĂRI CICLICE

Perfecționarea mașinilor și metodelor de încercare la oboseală a permis încărcarea epruvetelor cu cicluri de deformații specifice impuse și măsurarea tensiunilor produse de acestea. Astfel a fost posibil studiul comportării în regim elasto-plastic, știut fiind faptul că oboseala este determinată în principal de deformațiile plastice. Solicitarea la încovoiere a fost înlocuită cu solicitarea axială, care produce tensiuni uniforme în secțiunea transversală a epruvetei. Datele experimentale reprezentate în coordonate logaritmice au fost aproximate prin linii drepte, stabilindu-se expresii analitice simple, convenabile din punct de vedere matematic, dar care nu se bazează pe principii fizice.

Efectul Bauschinger

Diagrama caracteristică σ−ε la solicitări ciclice poate diferi de diagrama obținută la solicitări monotone (v. Cap.4). Fenomenul a fost observat de J. Bauschinger (1887) și este ilustrat în Figura. 12.

La un metal care are aceleași proprietăți la întindere și compresiune, solicitarea axială a unei epruvete peste limita de curgere are ca efect reducerea limitei de curgere la solicitarea de semn contrar.

Dacă epruveta este solicitată întâi la întindere, până la o tensiune σmax mai mare ca limita de curgere σc, atunci prin solicitarea ulterioară la compresiune, curgerea apare la o tensiune (−σc′) inferioară ca mărime limitei de curgere (−σc).

Invers, dacă epruveta este solicitată întâi la compresiune până la o tensiune (−σc), astfel că: |−σc| > |−σc′| . Prin solicitarea ulterioară la întindere, limita de curgere apare la o tensiune σc′ <σc.

Bucla de histerezis

În coordonate σ−ε , răspunsul unui material solicitat inelastic la un ciclu complet de întindere-compresiune are forma unei bucle de histerezis (Figura. 13.).

Lățimea totală a curbei este Δε – variația deformației specifice totale. Înălțimea totală a curbei este Δσ – variția tensiunii totale. Acestea pot fi exprimate în funcție de amplitudini:

Unde ε a este amplitudinea deformației specifice ciclice, iar σ a este amplitudinea tensiunii ciclice. Variația deformației specifice totale este egală cu suma variațiilor deformațiilor specifice elastice și plastic

sau, în funcție de amplitudini și utilizând legea lui Hooke Δε e = Δσ E

Aria buclei de histerezis este egală cu energia de deformație specifică disipată într-un ciclu de solicitare. Ea reprezintă o măsură a lucrului mecanic de deformare plastică efectuat asupra materialului.

Ecruisarea și înmuierea ciclică:

Solicitarea ciclică modifică buclele succesive de histerezis la majoritatea metalelor. În funcție de aceste modificări există (Figura. 14.):

a) materiale cu ecruisare ciclică,

b) materiale cu înmuiere ciclică,

c) materiale ciclic stabile

d) materiale cu comportare mixtă (cu ecruisare sau înmuiere, în funcție de mărimea deformațiilor specifice).

Dacă un material cu ecruisare ciclică este încărcat cu cicluri alternantsimetrice de amplitudine constantă a deformației specifice (Figura. 14, a), la început tensiunile corespunzătoare cresc (Figura. 14, b). Punctele de întoarcere ale buclelor succesive de histerezis, unde se schimbă semnul solicitării, au ordonate crescătoare (Figura. 14, c).

La un material cu înmuiere ciclică încărcat cu cicluri alternant-simetrice de amplitudine constantă a deformației specifice (Figura 15,a), tensiunile corespunzătoare scad (Figura 15,b), iar punctele de întoarcere ale buclelor succesive de histerezis au ordonate descrescătoare (Figura 15,c).

Această comportare tranzitorie depinde de starea inițială a materialului. Astfel, la un aliaj de cupru, după o recoacere de revenire s-a obținut comportarea cu ecruisare din Figura. 16, a, și după o recoacere parțială, comportarea mixtă din figura Figura 16, b.

În general, s-a observat că raportul între rezistența la rupere și limita de curgere ale materialului poate fi utilizat pentru predicția comportării tranzitorii (R. W. Smith et al – 1963). Astfel, dacă σr/σc >1,4 materialul este posibil să se ecruiseze ciclic, iar dacă σr/σc <1,2 materialul se poate înmuia ciclic.

După un anumit număr de cicluri apare un fenomen de saturare, variațiile de tensiune de la un ciclu de solicitare la altul devin neglijabile, bucla de histerezis se stabilizează iar materialul devine ciclic stabil. Deoarece se apreciază că stabilizarea apare după 20-40% din numărul de cicluri care produc cedarea, proprietățile de oboseală se determină la 50% din durabilitatea estimată.

Diagrama caracteristică σ-ε ciclică:

Unind punctele de întoarcere ale buclelor de histerezis stabilizate, obținute la diferite niveluri ale solicitării ciclice, se obține diagrama caracteristică σ-ε ciclică (Figura. 17.).

Se pot folosi mai multe epruvete identice, încărcând fiecare epruvetă cu cicluri alternant simetrice de amplitudine constantă a deformației specifice,suprapunând apoi buclele de histerezis stabile și unind punctele de întoarcere (Figura. 18.).

Un procedeu mai rapid se bazează pe încercarea la deformație incrementală. O singură epruvetă este încercată la o serie de blocuri conținând cicluri de amplitudine crescătoare și descrescătoare a amplitudinii deformației specifice. După un număr de blocuri de solicitare materialul se stabilizează. Dacă epruveta este solicitată apoi până la rupere, curba "tensiune – deformație specifică" este aproape identică cu cea obținută unind punctele de întoarcere ale buclelor de histerezis.

Diagrama caracteristică la încărcări ciclice diferă de diagrama caracteristică la încărcări monotone (Figura. 19.), după cum se arată mai sus pentru: a) material cu ecruisare ciclică, b) material cu înmuiere ciclică, c) material cu comportare mixtă. S-a notat C – curba ciclică, M – curba monotonă.

Asigurarea comportării monolite a structurilor cu elemente prefabricate

Procedura recomandată pentru proiectarea metodelor de îmbinare având echivalență monolită constă în satisfacerea prevederilor codurilor de proiectare specifice structurilor monolite și urmarea procedurilor prevăzute de acestea [10]. În general, o astfel de procedură presupune următorii pași:

1. Proiectarea structurii ca un ansamblu monolit, sub rezerva că totuși structura va fi subdivizată în unități prefabricate cu forme și mărimi care:

să fie potrivite pentru prefabricarea uzinată;

să poată fi transportate;

să poată fi ridicate de utilaje aflate la dispoziția contractorului;

2. Discretizarea structurii în faza de proiectare în unități care să satisfacă criteriile de la punctul 1;

3. Execuția uzinată a unității prefrabricate, inclusiv cu componentele înglobate ale sistemului de îmbinare;

4. Transportul la șantier al unităților prefabricate;

5. Montarea în poziție și securizarea temporară a unităților prefabricate;

6. Continuizarea armăturilor în îmbinări prin sudură, dispozitive mecanice (cuplori de bare) sau suprapunere.

7. Turnarea sau injectarea în spațiul îmbinării de beton sau a unei paste sau mortar de ciment cu rezistență mare și fără contracții.

Primul pas în proiectarea echivalent monolită a structurilor cu elemente prefabricate a constat în îndepărtarea îmbinărilor de zonele critice ale elementelor. Astfel, s-au creat soluții noi, de tipul elementelor prefabricate plane și spațiale în diverse configurații. Figurile 1.3.1 și 1.3.2 prezintă câteva astfel de soluții, realizate inclusiv în România. Deși acestea prezintă un grad ridicat de monolitism, limitele gabaritice impuse de posibilitățile de transport și îndeosebi montajul extrem de dificil (pretind utilaje foarte puternice și greu accesibile, precum și axări și sprijiniri temporare foarte dificile) nu au condus la o utilizare foarte largă a acestor tipuri de prefabricate, fiind foarte costisitoare.

Proiectarea îmbinărilor dintre unitățile prefabricate se raportează în principal la continuizarea transmiterii eforturilor de întindere în armături și asigurarea unei interfețe monolite între acestea. Continuizarea armăturilor se realizează ca și în cazul structurilor monolite (prin sudură, dispozitive mecanice și suprapunere), primele două fiind dimensionate astfel încât să asigure o rezistență cu 20-25 % mai mare decât rezistența la curgere a armăturilor. În ce privește utilizarea dispozitivelor mecanice de cuplare a armăturilor, recomandările sunt:

– să se utilizeze în proiectare bare cu diametru cât mai mare posibil de procurat pentru a permite umplerea cu ușurință a rosturilor cu beton și a lăsa loc manșoanelor de cuplare;

– să se utilizeze bare cu același diametru pe la continuizările pe verticală a stâlpilor, pentru a se reduce numărul erorilor de execuție atât în fabrici cât și pe șantiere.

În general, criteriile de performanță necesară pentru structurile prefabricate în proiectare antiseismică sunt similare cu cele ale structurilor monolite (de exemplu codul românesc [11]). Structurile primare (rezistente la acțiunea cutremurului) pot fi proiectate ca prezentând un răspuns elastic, elasto-plastic cu ductilitate limitată sau elasto-plastic ductil. Pe măsură ce se trece de la asigurarea răspunsului elastic la răspunsul post-elastic ductil, valoarea forțelor laterale de proiectare scade, iar complexitatea detalierii zonelor critice crește. Pentru structurile prefabricate cu un grad ridicat de monolitism regulile de detaliere sunt aceleași cu ale structurilor monolite. Mecanismul de deformare post-elastică implică curgerea datorată eforturilor de încovoiere în articulațiile plastice (zonele de plastifiere). Astfel, trebuie aplicată o metodă de proiectare care să asigure formarea mecanismului pe durata cutremurului de proiectare.

Programul de cercetare PRESS – Precast Seismic Structural Systems

Între anii 1991-2000 s-a derulat un amplu program de cercetare [12] condus de Priestley, intitulat Precast Seismic Structural Systems (PRESS), implicând mediile academice, știintifice și de afaceri din SUA și Japonia. Acest program a avut ca scop explorarea unor noi posibilități în proiectarea, execuția și performanța structurilor prefabricat, respectiv elaborarea de recomandări care să fie introduse în codurile de proiectare. Astfel, inovațiile aduse în domeniul îmbinărilor dintre prefabricate s-au materializat în așa numitele îmbinări hibride (detalii despre acestea sunt prezentate în capitolele următoare), concept care a adus și un nou curent în concepția și performanța structurilor prefabricate rezistente la cutremur.

Figura 1.4.1 prezintă o serie de modele de îmbinări stâlp-riglă ale căror teste au fost încununate de succes. Testele au culminat cu încercarea dinamic alternantă în septembrie 1999 a unui model de structură cu 5 nivele realizat la scara de 60 %, în prezența a peste 60 de observatori (Figura 1.4.2).

Urmare a programului PRESS și a altor cercetări întreprinse, începând cu anul 2003 rapoartele întocmite de o serie de comisii și comitete (de exemplu FIB Commission 7: Seismic Design of the International Federation of Structural Concrete [13], respectiv ACI Committee 374 Performance-Based Seismic Design of Concrete Buildings și Joint ACI-ASCE Committee 550 Precast Concrete Structures [14]) recomandă includerea acestor tipuri de îmbinări și structuri și în codurile de practică. Astfel, codul american [15] și european [16] includ astfel de prevederi specifice la ora actuală.

Fig. 1.4.1 Modele de îmbinări stâlp-riglă încercate în programul PRESS

Fig. 1.4.2 Încercarea pe plastforma seismică a unui model cu 5 nivele

Prevederi specifice EN 1998-1 (Eurocod 8, Partea 1)

Codul european [16] clasifică îmbinările între unitățile prefabricate ale structurilor în cadre astfel:

îmbinări localizate în afara zonelor critice (Figura 1.5.1.a): astfel de îmbinări sunt amplasate la o distanță de cea mai apropiată zonă critică cel puțin egală cu cea mai mare dintre dimensiunile secțiunii transversale a elementului; aceste îmbinări se dimensionează la valoarea de proiectare a forței tăietoare stabilită ca și la cadrele monolite și la o valoare de proiectare a momentului încovoietor egală cu cea mai mare dintre valorile rezultate din calcul și respectiv 50 % din valoarea momentului rezistent la capătul apropiat al zonei critice învecinate;

îmbinări supradimensionate (Figura 1.5.1.b): valorile de proiectare pentru dimensionarea acestor îmbinări se stabilesc ca și pentru cadrele monolite, valorile de proiectare a momentelor încovoietoare fiind majorate cu 20 % la elementele de ductilitate medie și cu 35 % la elementele cu ductilitate ridicată; o atenție deosebită trebuie acordată barelor care trebuie ancorate în afara zonei critice; aceste îmbinări trebuie să asigure un răspuns elastic pentru seismul de proiectare, disiparea energiei având loc în alte zone critice ale structurii;

îmbinări ductile (Figura 1.5.1.c): aceste îmbinări trebuie să asigure toate exigențele prevăzute pentru cadrele monolite.

Pe lângă disiparea de energie prin rotiri plastice ale zonele zonelor critie, codul prevede și disiparea energiei prin mecanisme plastice de forfecare, acestea fiind specifice panourilor de pereți și planșeelor prefabricate.

Fig. 1.5.1 Tipuri de îmbinări la cadrele prefabricate [16]

La structurile prefabricate, factorii de comportare se calculează cu relația

(1.5.1)

În care

q – factorul de comportare stabilit ca și pentru structurile monolite;

kp – factor de reducere depinzând de modul de disipare a energiei de către structura prefabricată, având valoarea egală cu 1.0 pentru tipurile de îmbinări precizate, respectiv 0.5 pentru alte tipuri de îmbinări.

Pentru structurile prefabricate care se abat de la prevederile codului, factorul de ductilitate se va lua egal cu qp=1.50.

Implementarea îmbinărilor la care nu se pot aplica procedeele de calcul prevăzute de codurile Eurocod 2 [17] și Eurocod 8 [18] se efectuează în mod obligatoriu în baza unui număr relevant de încercări experimentale.

Tipuri de îmbinări între elemente prefabricate ale structurilor în cadre [13]

Îmbinări pentru structuri echivalent monolite

Aceste structuri au la bază asigurarea monolitismului în comportare la actîuni seismice și detalierea lor se face conform regulilor prevăzute pentru structurile monolite.

Îmbinările elementelor prefabricate se pot diviza în două subcategorii de ductilitate, respectiv cu ductilitate limitată și ductile.

Îmbinări rezistente cu ductilitate limitată

Îmbinările rezistente cu ductilitate limitată a sistemelor echivalent monolite sunt proiectate pentru a fi suficient de rezistente, astfel încât acestea să rămână în domeniul elastic de comportare în momentul în care structura satisface necesarul de ductilitate impus de cutremurul de proiectare. Astfel, curgerea și disiparea energiei indusă de cutremur se produce în altă parte a structurii. Continuizarea armăturilor se face prin sudură, dispozitive mecanice sau suprapunere. Aceste îmbinări pot avea o ductilitate limitată în cazul în care sunt supuse la acțiuni ciclice alternante care ating domeniul post-elastic de comportare. La structurile în cadre trebuie să se asigure în faza de proiectare că zonele de plastifiere datorate eforturilor de încovoiere se formează departe de aceste îmbinări.

Îmbinări ductile

Îmbinările ductile ale sistemelor echivalent monolite sunt proiectate pentru capacitatea de rezistență necesară, cu armaturi longitudinale și/sau tendoane post-tensionate aderente care să intre în domeniul de comportare post-elastic pe durata unui cutremur sever. Curgerea poate să apară în îmbinare și în zona adiacentă, iar articulațiile plastice (zonele de plastifiere) se formează și se extind ca și la structurile monolite.

Îmbinări pentru structuri hibride

La aceste sisteme structurale îmbinările sunt mai slabe decât elementele adiacente prefabricate, astfel încât aceste sisteme nu angajează performanța structurilor monolite. Sistemele hibride se realizează cu îmbinări uscate care combină atât tendoanele postîntinse neaderente cât și armăturile pasive longitudinale din oțel (ductile atât la întindere cât și la compresiune) sau alte dispozitive de disipare a energiei (cum sunt plăcuțele din oțel sau dispozitivele de frecare). Deformațiile post-elastice ale sistemului în timpul unei cutremur se concentrează la interfețele dintre elementele prefabricate, unde rostul se deschide și închide. Și în acest caz se disting două subcategorii de îmbinări: cu ductilitate limitătă și respectiv ductile.

Îmbinări rezistente cu ductilitate limitată

Aceste îmbinări sunt de obicei îmbinări uscate realizate prin prinderea prin sudură sau înșurubare a barelor de armătură, plăcuțelor metalice sau pieselor metalice înglobate, urmate de injectarea pastei de ciment. Aceste îmbinări nu se comportă ca și o parte a unei structuri monolite și prezintă o ductilitate limitată. Astfel de sisteme structurale se proiectează ca astfel încât să prezinte o comportare elastică pe durata cutremurelor de proiectare.

Îmbinări ductile

Îmbinările ductile ale sistemelor legate sunt de regulă îmbinări uscate, în care conectarea elementelor prefabricate se realizează cu tendoane postîntinse neaderente. Deformațiile neliniare ale sistemului se concentrează la interfața dintre elementele prefabricate, unde rostul se deschide și închide. Tendoanele postîntinse lucrează în domeniul elastic. Aceste îmbinări au avantajul de a prezenta avarii reduse și practic nu prezintă deformații reziduale după un cutremur.

Concepția și proiectarea modelelor experimentale

Concepția îmbinărilor

La mijlocul anilor 1990 s-a manifestat un interes crescut pentru definirea obiectivelor de performanță seismică a structurilor. În documentul fundamental Vision 2000 [22], acestea au fost definite ca fiind un set de nivele de performanță așteptate asociate unor nivele așteptate de mișcare seismică a pământului. În Europa [16], aceste nivele de performanță se asociază următoarelor clase de importanță ale clădirilor:

clasa I: clădiri a căror integritate pe durata cutremurelor sunt de importanță vitală pentru protecția civilă, de exemplu spitale, stații de pompieri, centrale electrice, etc. (se asociază nivelului I de performanță, aceste construcții fiind deplin operaționale în timpul și după cutremur);

clasa II: clădiri a căror rezistență seismică este importantă sub aspectul consecințelor asociate colapsului, de exemplu școli, clădiri cu săli mari, instituții culturale, etc. (se asociază nivelului II de performanță, aceste construcții fiind operaționale în timpul și după cutremur chiar dacă prezintă deprecieri minore și întreruperi minore ale serviciilor neesențiale);

clasa III: clădiri curente, care nu aparțin altor categorii (se asociază nivelului III de performanță, aceste construcții asigurând protecția vieții în condițiile unor deprecieri variind de la moderate la extinse);

clasa IV: clădiri de importanță redusă pentru siguranța publică, de exemplu construcții agricole, etc. (se asociază nivelului IV de performanță, aceste construcții prezintă risc pentru siguranța vieții în timpul și după cutremur, deprecierile sunt severe dar colapsul este prevenit).

Figura 2.1.1 prezintă relația dintre nivelul de proiectare seismică și nivelul de performanță conform documentului Vision 2000 [22]. Obiectivele fundamentale stabilesc nivelele de performanță pentru structuri normale. Obiectivele esențiale și cele critice de siguranță raportează nivelul de performanță la intensitatea sesimică pentru primele trei clase de importanță.

Fig. 2.1.1 Relația dintre nivelul de proiectare seismică și nivelul de performanță [22]

În acest context, Figura 2.1.2 prezintă principalele modele histeretice utilizate în calculul inelastic biografic al structurilor. Modelul elasto-plastic (Figura 2.1.2.a) este potrivit la structurile din oțel fără a lua în considerare pierderea stabilității elasto-plastice, efectul Bauschinger (adică reducerea rigidității la cicluri de încărcare-descărcare care rezultă într-o reducere a energiei adsorbite cu circa 20 %). Modelul biliniar (Figura 2.1.2.b) consideră o rigiditate după curgere de circa 20 % din rigiditatea inițială și este reprezentativ pentru izolatorii seismici de tipul sistemelor cu elastomeri sau cu pendul și frecare. În cazul structurilor de oțel, răspunsul bilinear consideră o rigiditate după curgere de 0.02-0.05 din rigiditatea inițială.

Modelele histeretice de comportare Takeda [23] au fost elaborate special pentru betonul armat. Aceste modele iau în considerare rigidități rezultate din cicluri descărcare-reîncărcare semnificativ mai mici. Modelul redus (Figura 2.1.2.c) este potrivit elementelor solicitate semnificativ la eforturi axiale de compresiune (de tipul stâlpilor și pereților structurali), în timp ce modelul mărit (Figura 2.1.2.d) este specific elementelor încovoiate.

Ecuația Ramberg- Osgood (Figura 2.1.2.e) a fost creată pentru a descrie relația meliniară între eforturile unitare și deformații, pentru materiale solicitate în vecinătatea punctului de curgere. Modelul este deosebit de util pentru metalele care se întăresc pe palierul post-elastic, prezentând o tranziție corespunzătoare de la domeniul elastic la cel plastic. Modelul a fost adaptat cu succes șî la structurile de baton armat, însă implementarea sa este deosebit de costisitoare sub aspectul duratelor de calcul și a convergenței.

Figura 2.1.2.f prezintă regula comportamentală structurilor de beton armat și precomprimat cu îmbinări hibride. Se observă că este singurul model care garantează deformații reziduale nesemnificative, disiparea energiei realizându-se prin curgerea oțelului pasiv din grinzi. Având în vedere că acestea pot fi înlocuite după un cutremur, rezultă că o astfel de comportare satisface exigențele tuturor claselor de importantă ale clădirilor, motiv pentru care această variantă stă la baza concepției noului sistem de îmbinări.

Mecanismul de cedare post-elastică a structurilor de dorit pentru cadrele de beton armat (Figura 2.1.3.a) presupune formarea zonelor plastice la extremitățile riglelor cu excepția posibilă a riglelor de la nivelul acoperișului, combinată cu zone plastice la baza stâlpilor și la vârful stâlpilor în cazul în care riglele de la nivelul acoperișului nu prezintă zone de plastifiere (Figura 2.1.3.b).

Primul mecanism (Figura 2.1.3.a) asigură cel mai mare număr de locații posibile de plastifiere, și în consecință pentru disiparea energiei indusă de un cutremur. Analizând realizările programului de cercetare PRESS, se remarcă că în acesta nu s-a luat în considerare confinarea triaxială a nodurilor prin pretensionarea neaderentă a stâlpilor. O astfel de abordare conduce la creșterea redundanței structurale și la o capacitate sporită de revenire la poziția inițială de echilibru a structurii după un cutremur. Astfel, pentru noul sistem de îmbinări s-a luat în considerare și post-tensionarea neaderentă a stâlpilor.

Fig. 2.1.2 Modele histeretice considerate în calculul inelastic biographic

Figura 2.1.4 prezintă modelul comportamental al unei îmbinări cu tendoane postîntinse neaderente. Se observă că transmiterea eforturilor de încovoiere prin nod are loc printr-o bielă comprimată de beton. Forța tăietoare se preia prin frecarea de la interfețele comprimate din rigle și stâlpi. O astfel de abordare însă nu asigură o amortizare substanțială și o disipare a energiei consistentă, motiv pentru care este necesar a se lua în considerare varianta hibridă, în care armăturile active asigură revenirea structurii la poziția inițială, iar armăturile pasive (înlocuibile), asigură disiparea energiei prin curgere.

Fig. 2.1.3 Mecanisme de cedare post-elastică urmărite în proiectare

Fig. 2.1.4 Transferul momentelor încovoietoare prin îmbinare

Figura 2.1.5 prezintă o îmbinare hibridă tipică. Pentru această îmbinare, răspunsul tipic moment-curbură este pus în evidență în Figura 2.1.6. Cu linie continuă este prezentat răspunsul îmbinării datorat tendoanelor postîntinse, iar cu linie întreruptă răspunsul îmbinării hibride. Se observă că pe lângă momentul rezistent Mp, asigurat de armătura activă, se constată o creștere semnificativă datorită aportului armăturii pasive Ms=Asfy(d’-c).

Fig. 2.1.5 Deformarea unei îmbinări hibride

Fig. 2.1.6 Relația moment-curbură la o îmbinare hibridă

Pentru obținerea avantajului de deformații reziduale zero, este necesar ca Ms<Mp. Având în vedere caracterul semirigid al îmbinărilor hibride, proiectarea modelelor experimentale s-a efectuat în continuare în baza pe modelelor 3D în element finit, care vor fi prezentate în continuare.

Dimensionarea modelelor prin analize 3D în element finit

S-au avut în vedere două soluții pentru îmbinări ductile și o soluție pentru îmbinări cu ductilitate limitată. Clasa de beton considerată este C 20/25, îmbinările fiind dimensionate pentru un efort axial normalizat datorat sarcinilor exterioare d=0.30. S-a considerat o zonă seismică având valoarea de proiectare a accelerației terenului ag=0.32g și o perioadă de control a spectrului de răspuns elastic pentru componenta orizontală a accelerației terenului Tc=1.60 s.

Analizele în element finit s-au realizat cu următoarele tipuri de elemente finite:

– beton și pastă de ciment cu adaos de fibre: elemente isoparametrice spațiale cu 8 puncte nodale și 3 grade de libertate nodale;

– armături active: elemente liniare cu rigiditate axială doar la întindere;

– armături pasive: elemente liniare cu rigiditate axială la compresiune și întindere;

– interfața între prefabricate și pasta de ciment: elemente de legătură cu rigiditate la compresiune și forfecare;

– interfața între armăturile neaderente și beton: elemente de legătură cu rigiditate axială infinită și fără rigiditate transversală.

Fig. 2.2.1 Model EF 1 îmbinare ductilă

Figurile 2.2.1-2.2.4 prezintă o parte din variantele analizate, cu punerea în evidență a geometriei, a stărilor de eforturi unitare și deformatelor asociate la o scară de 200:1.

Fig. 2.2.2 Model EF 2 îmbinare ductilă

Rezultatele și datele de intrare sunt prezentate în detaliu în anexele A.I-A.IV, în format digital.

Fig. 2.2.3 Model EF 3 îmbinare ductilă

Proiectele celor 3 variante de îmbinări sunt prezentate în planșele R1-R3, anexate prezentului raport.

Fig. 2.2.4 Model EF 4 îmbinare cu ductilitate limitată

Concluzii

Rezultatele preconizate ale prezentei faze a proiectului de cercetare au fost:

– raport cu privire la sistemele de îmbinare a elementelor prefabricate a cadrelor de beton armat, cu accent pe compatibilitatea acestora cu mecanismele de disipare a energiei indusă de cutremure în zonele plastice potențiale și sublinierea direcțiilor de cercetare pentru viitor;

– o concepție nouă de îmbinare a elementelor a elementelor cadrelor prefabricate de beton armat și precomprimat prin implementarea armăturilor postîntinse neaderente, compatibilă cu criteriile de siguranță seismică și cu facilități superioare de asigurare a sustenabilității structurale;

– proiecte de modele experimentale pentru îmbinări specifice claselor de ductilitate medie și înaltă, corespunzătoare unor spectre de proiectare specifice României.

Urmare a analizei materialelor prezentate, se pot formula următoarele concluzii:

– prima parte a prezentului raport tratează în detaliu primul rezultat obiectiv al fazei;

– următoarele două rezultate preconizate sunt prezentate în a doua parte a raportului, respectiv în anexele în format digital și planșele de execuție anexate raportului;

– soluțiile propuse se încadrează în direcțiile de sustenabilitate specifice structurilor în cadre prefabricate (performanță, demontabilitate și posibilități de înlocuire) asociate unei concepții moderne și inovatoare în domeniul proiectării structurilor prefabricate în cadre.

Tipul structurii pentru care s-au folosit noduri echivalent monolite – Din Raportul II

Tipul structurii pe care se va face simulare in progragram de calcul static va fi format din cadre din beton prefabricate, dupa cum urmeaza:

Detaliu tip pentru cadrele folosite in structura

Detaliu tip pentru nodul propus pentru partea experimentala

Tipul de cadru propus pentru structurile in cadre este conform schitei anexate mai jos

Consum de beton/mc = 2.5mc

BIBLIGRAFIE

[1] Hawkins, N.M., Overview of Seminar, American Concrete Institute – Japan Concrete Institute Seminar on Precast Concrete Construction in Seismic Zones1986, PCI Journal, Precast/Trestressed Concrete Institute, March-April 1987.

[2] Kanoh, Y., Review of Japanese Precast Concrete Frame Systems Used as Building Structures, American Concrete Institute – Japan Concrete Institute Seminar on Precast Concrete Construction in Seismic Zones1986, Tokyo.

[3] Suenaga, Y., Design Guideline for Precast Concrete Structures in Japan, Committee Report of the Architectural Institute of Japan, 1986.

[4] CEB-FIP Model Code for Concrete Structures 1978, Comité Europeen du Béton – Federation Internationale de , 348 p.

[5] ACI Committee 318, Building Code Requirements for Reinforced Concrete (ACI 318-89), American Concrete Institute, Detroit, 1989, 353 p.

[6] Bayülke N., Ministry of Public Works and Settlement General Directorate of Disaster Affairs Earthquake Research Department, 1998.

[7] Priestley, M.J.N. Northridge Earthquake of January 17, 1994, Reconnaisance Report—Vol. 2. Earthquake Spectra, 1995, 11, Suppl. C.

[8] Iverson, J.K., Hawkins, N.M., Performance of Precast/Prestressed Concrete Building Structures During Northridge Earthquake, Special Report 1994, PCI Journal, March-April, pp 38-55.

[9] Ghosh, S.K., Earthquake-Resistant Precast Buildings, Precast Inc. MC Magazine, Winter 2001.

[10] Warnes, C.E., Emulation of Cast-in-Place Monolithic Design, Report to the Seismic Committee, Precast/Prestressed Concrete Institute, 1989.

[11] P 100-1/2006, Cod de proiectare seismică – Partea I – Prevederi de proiectare pentru clădiri, 230 p.

[12] Shutt, C.A., Precast Seismic Innovations Aid Designs Across Nation – Innovative techniques offer ways to expand precast use in high-seismic zones while helping to meet stricter code requirements coming to other regions, Ascent Magazine, AS-00WI 2000, pp. 16-23.

[13] Displacement-based seismic design of reinforced concrete buildings, State-of-art-report, fib Bulletin no. 25 2003, ISBN:978-2-88394-065-9, 196 p.

[14] ACI Innovation Task Group 1 and Collaborators, Special Hybrid Moment Frames Composed of Discretely Jointed Precast and Post-Tensioned Concrete Members, ACI Publications 2003, 15 p.

[15] ACI Committee 318, Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary (ACI 318-05), 2005, 430 p.

[16] EN 1998-1 Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance. Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, 224 p.

[17] EN 1992-1 Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1-1 : General rules and rules for buildings, 226 p.

[18] Centre for Advanced Engineering, Guidelines for the use of precast concrete in buildings, University of Canterbury, Christchurch, New Zealand, 2nd edition, 1999, 144 p.

[19] Warnes, C.E., Precast Concrete Connection Details For All Seismic Zones, Concrete International, V.14, No.11, November 1992, pp. 36-44.

[20] Priestley, M.J.N., Sritharan, S., Conley, J.R. & Pampanin, S., Preliminary results and conclusions from the PRESSS five-storey precast concrete test building, Journal of the Precast/Prestressed Concrete Institute, 44 (6) p. 42-67.

[21] Park, R., Capacity design and assessment of reinforced concrete structures for earthquake resistance, Primary session paper. Proceedings of the FIB Congress, Osaka, October 2002.

[22] California Office of Emergency Services (OES), Vision 2000: performance Based Seismic Engineering, Structural Engineers Association of California, Sacramento, USA, 1995.

[23] Otani, S., SAKE: A computer Program for Inelastic Response of RC Frames to Earthquakes, Report UILU-Eng-74-2029, University of Illinois at Urbana-Champaign, 1974, 145 pp.

[24] Ramberg, W., Osgood, W. R. Description of stress-strain curves by three parameters. Technical Note No. 902, National Advisory Committee For Aeronautics, Washington DC, 1943.