PENTRU PREZENTAREA PROGRESULUI ÎN CERCETAREA ȘTIINȚIFICĂ [305777]

RAPORT 3

PENTRU PREZENTAREA PROGRESULUI ÎN CERCETAREA ȘTIINȚIFICĂ

Studii și cercetări comparative privind proiectarea și rebilitarea construcțiilor civile și industriale

Domeniul de doctorat: [anonimizat]: [anonimizat].univ.dr.ing. Gheorghe-Constantin IONESCU ing. VARGA CSABA

2018

CUPRINS

STUDIUL DE CAZ NR. 1

STUDIU PRIVIND OPTIMIZAREA ENERGETICĂ A REABILITARII STRUCTURII DE REZISTENȚĂ

A TURNULUI DE ÎNSĂCUIRE

S.C. ZAHĂRUL DIAMANT S.A. ORADEA

CU MATERIALE ENERGOINTENSIVE EFICIENTE

1.1. Date generale

Clădirea a fost proiectată în anul 1967 de Institutul de Proiectare IPIA București. Execuția clădirii se poate considera anul 1968.

Structura de rezistenta este pe cadre din beton armat dispuse pe ambele direcții.

Infrastructura: fundații izolate rigide sub stâlpi și grinzi de fundații sub pereții de la cota ±0,00.

Acoperiș de tip terasă necirculabilă la +24,00 și parțial la cota +20,23.

Figura 1.1. Clădirea S.C. ZAHĂRUL DIAMANT S.A. [anonimizat] s-au găsit o parte din proiectul IPIA în care au existat date suficiente în vederea calculelor momentelor capabile: [anonimizat], la grinzile secundare ale planșeelor. De asemenea s-a găsit o expertiză tehnică din anul 1988 [anonimizat] s-a verificat capacitatea portantă a planșeelor de la +15,13 și +20,13 ca urmare a [anonimizat]., care astăzi sunt obligatorii la cădirile unde se fac intervenții cauzate de tehnologii noi.

Referitor la terenul de fundare se cunoaște că terenul bun de fundare este alcătuit din pietriș cu o capacitate portantă pconv=300 kPa (în memoriul de rezistență al proiectului inițial σt=3,00 kgf/cm2). Cota de fundare -4,45 fata de ±0,00. [anonimizat]. Cuzinetul începe la cota de -1,40. [anonimizat] o înălțime de 3,05m.

Motivația și obiectul expertizei

Clădirea proiectată și executată în anii 1967-1968 nu corespunde prescripțiilor tehnice în vigoare la data prezentei.

În anul 2014 s-au achiziționat două sortatoare pentru cota +15,13 de la firma JÖST GmbH & Co. KG (vibrating screen SRD 1600×3500). Ca urmare, s-au făcut intervenții la cota+15,13 [anonimizat] +20,23 pentru montarea distribuitoarelor. [anonimizat] (vezi in poza) pe o structura metalica ușoară cu panouri sandwich pentru a se crea spațiul necesar noului distribuitor.

După punerea în funcțiune a sortatoarelor, se constată vibrații în structura de rezistență a clădirii, foarte mari la cota +15,13 și de intensități mai mici la nivelurile inferioare și adiacente (ca urmare a amortizării vibrațiilor prin beton (structura de rezistență fiind cadre de beton armat). Elementele nestructurale (pereții din zidărie de BCA de 25 [anonimizat], iar geamurile din policarbonat ale ferestrelor sunt crăpate și rupte.

S-a [anonimizat] +15,13 și a distribuitorului de la cota +20,23, [anonimizat] (proiectantul pentru Soluția de fixare a sortatoarelor și a distribuitorului), s-a prevăzut câte un batiu din profile metalice HEA 200, care reazemă pe placa planșeului, iar între batiuri și placa de deasupra grinzilor din beton armat ale planșeului, plăci din plumb. Nu s-a efectuat expertizarea tehnică a clădirii și nici analiza dinamică pentru forțele dinamice date în cartea tehnică a utilajului.

Figura 1.2. Fațada laterală – fisuri în pereții din zidărie de BCA de 25 cm grosime, de umplutură și de compartimentare, iar geamurile din policarbonat ale ferestrelor sunt crăpate și rupte.

Metodologia de expertizare folosită este cea prevăzută de “Codul de proiectare seismică – PARTEA A III-A – Prevederi pentru evaluarea seismică a clădirilor existente”, indicativ P 100-3/2008.

Figura 1.3. Vibrating Screen SRD 1600×3500

Prezentarea clădirii existente

1.3.1. Date generale privind clădirea

Clădirea a fost proiectată în anul 1967 la Institutul de Proiectare IPIA București. iar execuția clădirii s-a făcut în anul 1998.

Structura de rezistență este alcătuită din cadre de beton armat dispuse pe ambele direcții. Cadrele transversale cu trei deschideri din axele F, E, D, C au deschiderile de 1×6,00m+2×4,50m iar cadrele longitudinale cu trei deschideri din ax 11’, ax 12”, ax 13’, ax 14’ au travee de 3×4,00m. Partea de clădire între axele 11’ – 12”, cu deschiderea de 1×6,00m pe cele trei travee are destinația de casă de scară, vestiare, grupuri sanitare, existând planșee din beton armat la cotele +4,23; +8,42; +12,63 și acoperiș la +20,23. Partea de clădire între axele 12”- 13’- 14’, cu deschiderea de 2×4,50m pe cele trei travee are destinația de secție de însăcuire, existând planșee din beton armat la cotele +12,63; +15,13; +20,23 (placa de la +20,23 este parțial planșeu intermediar și parțial acoperiș) și acoperiș la +24,00m. În această parte a clădirii, între cotele +7,82 și +12,63, există 6 buncăre din beton armat cu grosimea pereților de 15cm iar la intersecții, colturi, ramificații, îngroșări sub formă de vute (ca niște stâlpi care rigidizează pereții din beton armat); rezemarea buncărelor se face în aceste puncte pe stâlpi cu dimensiunea de 70x70cm între cota de +7,82 si -1,40 (cota cuzineților fundațiilor izolate).

La cota de +8,42, pornesc din punctele amintite stâlpi de 50×50 care se continuă până la acoperiș. Ultimul nivel între +20,23 si +24,00 este un nivel parțial restrâns. La cota +20,23, pe cadrul din axul F reazemă o estacada, pe care se face aprovizionarea zahărului de la silozuri, silozuri care se găsesc pe o altă platformă a fabricii.

După importanță, ea face parte din clasa III (SR EN 1998-1:2004), iar din punct de vedere seismic amplasamentul este situat în zona cu ag = 0,15g și Tc = 0,7s conform P100/2013.

Fluxul tehnologic constă în primirea zahărului pe benzi de la estacadă, la cota de +20,23 unde există un distribuitor rezemat pe planșeu. Din acest distribuitor zahărul ajunge la două sortatoare amplasate la cota de +15,13, care sortează (similar cu un ciur) prin vibrare zahărul în trei sortimente, și zahărul sortat ajunge în cele șase buncăre care încep de la cota de +12,63 în jos. La cota ±0,00 zahărul este însăcuit. Există, alipită clădirii, o structură metalică prin care poate descărca zahăr vrac și în mașini (această structura este independentă).

1.3.2. Date privind starea fizică a clădirii

Starea tehnică a structurii de rezistență (cadrele de pe cele două direcții, planșeele, buncărele) este bună. Se constată însă urme că ar fi fost fisuri în grinzile de la cota +15,13, acolo unde, la rezemarea batiurilor celor două sortatoare, s-au executat perforări ale plăcilor din beton armat pe lângă grinzile din beton armat, și s-au introdus niște chingi din oțel beton pentru fixarea de plăcile metalice (circa 8 buc/ sortator), plăci de care s-au fixat batiurile din HEA 200, iar sub plăcile metalice, plăci din plumb.

Nu se constată tasări ale clădirii ca urmare a sarcinilor dinamice generate de sortatoare.

Pereții de închidere și de compartimentare prezintă fisuri/crăpături.

Vibrațiile produse de cele două sortatoare sunt deranjante: se simt vibrații ale pereților de la cota +15,13, cu precădere în axul 14’, la atingerea pereților cu palma. dar se simt vibrații de o intensitate mult mai mică și la stâlpi. Confortul este diminuat psihicul fiind afectat de nesiguranță.

Figura 1.4. Imagini cu starea fizică a clădirii

Evaluarea structurilor în conformitate cu codul P100-3/2008

(Extras din expertiza întocmită de subsemnatul împreună cu domnul Prof. dr. ing. Bob Corneliu)

1.4.1. Analiza cantitativă

Stabilirea nivelului de cunoaștere

Nivelul de cunoaștere realizat determină metoda de calcul permisă și valorile factorilor de încredere (CF). Conform Tabelului 1 din P100-3/2008 prezentat mai jos privind modul de stabilire a metodelor de calcul și a factorilor de încredere, s-a stabilit un nivel de cunoaștere limitată KL2. Au fost efectuate încercări nedistructive pe elemente de beton armat din structură.

Tabelul 1.1. Modul de stabilire a metodelor de calcul și a factorilor de încredere

1.4.2. Evaluarea calitativă detaliată a clădirilor din beton armat (B.3)

Stabilirea indicatorului R1

Condiții privind configurația structurii

Structura are o configurație geometrică neregulată în plan și elevație: sunt corpuri de clădire cu regim de înălțime diferit.

Condiții privind interacțiunile structurii

Există o structură din beton armat dar și o zonă cu diafragme de beton armat care reprezintă spațiul destinat buncărelor.

Condiții privind alcătuirea (armarea) elementelor structurale

Rezistența la forță tăietoare nu este asigurată. Armarea transversală nu este suficientă în zonele critice ale grinzilor și stâlpilor.

Condiții referitoare la planșee

Sunt goluri în planșee care nu sunt bordate.

Tabelul 1.2. Lista de condiții pentru structuri de beton armat în cazul aplicării metodologiilor de nivel 2 și 3

1.4.3. Evaluarea stării de degradare a elementelor structurale

Degradări produse de acțiunea cutremurului

Degradări în pereții nestructurali datorită vibrațiilor

Degradări produse de încărcările verticale

Fisuri în grinzi la cota + 15.13 m.

Degradări produse de încărcarea prin deformații (tasarea reazemelor, contracții, acțiunea temperaturii, curgerea lentă a betonului).

Nu sunt

Degradări produse de o execuție defectuoasă (beton segregat, rosturi de lucru incorecte etc.).

Nu sunt

(v) Degradări produse de factori de mediu: îngheț-dezgheț, agenți corozivi chimici sau biologici etc., asupra:

-betonului

– armăturii de oțel (inclusiv asupra proprietăților de aderență ale acesteia)

Nu sunt

Evaluarea stării de degradare a elementelor structurale se face pe baza punctajului dat în Tabelul 3. pentru diferitele tipuri de degradare identificate.

Tabelul 1.3. Starea de degradare a elementelor structurale

1.4.4. Evaluarea prin calcul a siguranței clădirilor din beton

Stabilirea indicatorului R3

Conform Codului de proiectare seismică – PARTEA A III-A – Prevederi pentru evaluarea seismică a clădirilor existente”, indicativ P 100-3/2008, evaluarea seismică prin calcul a unei clădiri se face prin determinarea gradului nominal de asigurare structurală seismică R3, care este raportul dintre sarcina capabilă a clădirii și sarcina seismică de cod. Dacă valoarea lui R3 este mai mică decât 0,65, sunt obligatorii lucrări de intervenție prin care să se mărească valoarea acestuia. Mărimea R3 se determină pentru fiecare direcție principală a structurii verticale de rezistență.

Structura de rezistență s-a modelat în baza datelor găsite în arhivă și verificate la fața locului în programul de calcul structural AXIS VM 12. Secțiunile din beton la grinzi, stâlpi buncăre, planșee, goluri în planșee etc. conform cu datele din proiect și la fața locului. Betonul marca B200 din proiectul inițial s-a echivalat în calcule cu un beton C12/15 iar în urma încercărilor nedistructive efectuate la stâlpul din șirul C ax 13’, între cota +12.63 / +15.13, se constată următoarele rezultate referitoare la betonul din structură:

fck=13,01MPa

fcm=15,58MPa

Acest beton corespunde unui beton de clasa C12/15 deci în calculele statice și de analiză dinamică s-au folosit caracteristicile betonului fost marca B200, respectiv clasa de beton după Eurocod C12/15.

Figura 1.5. Structura spațială a clădirii obținută după modelare

Acțiunile au fost evaluate conform eurocodurilor în vigoare la data prezentei SR EN 1991-1; SR EN 1991-3; SR EN 1991-4; P100-2013; încărcări dinamice conform cărții tehnice JÖST GmbH & Co. KG (vibrating screen SRD 1600×3500).

Combinații dintre acțiuni în SLU si SLS conform SR EN 1990.

S-a executat calculul static liniar, analiza modală, calcul seismic, iar pentru vibrațiile cauzate de sortatoare, și un calcul dinamic.

DEPLASARILE STRUCTURII

Deplasările orizontale maxime ale structurii din calculul static (seism cu ag=0,15g, Tc=0,7)

Deplasările pe direcția y la cota +20,23

eymin= – 144,632 mm; nodul 64 combinația 1855 SLU seismic

eymax= + 121,424 mm; nodul 64 combinația 1852 SLU seismic

Figura 1.6. Deplasările structurale ey cota +20,23 calcul static din seism

Deplasările pe direcția x la cota +20,23

exmin= – 127,804 mm; nodul 73 combinația 1855 SLU seismic

exmax= + 124,927 mm; nodul 61 combinația 1830 SLU seismic

Figura 1.7. Deplasările structurale ex cota +20,23 calcul static din seism

Deplasările pe direcția y la cota +15,13

eymin= – 135,717 mm; nodul 48 combinația 1855 SLU seismic

eymax= + 113,110 mm; nodul 48 combinația 1852 SLU seismic

Figura 1.8. Deplasările structurale ey cota +15,13 calcul static din seism

Deplasările pe direcția x la cota +15,13

exmin= – 119,988 mm; nodul 57 combinația 1855 SLU seismic

exmax= + 118,248 mm; nodul 45 combinația 1830 SLU seismic

Figura 1.9. Deplasările structurale ex cota +15,13 calcul static din seism

Deplasările pe direcția y la cota +12,63

eymin= – 132,442 mm; nodul 32 combinația 1855 SLU seismic

eymax= + 110,144 mm; nodul 32 combinația 1852 SLU seismic

Figura 1.10. Deplasările structurale ey cota +12,63 calcul static din seism

Deplasările pe direcția x la cota +12,63

exmin= – 117,754 mm; nodul 41 combinația 1855 SLU seismic

exmax= + 116,277 mm; nodul 29 combinația 1830 SLU seismic

Figura 1.11. Deplasările structurale ex cota +12,63 calcul static din seism

Verifcarea deplasărilor maxime la starea limită ultimă SLU / ULS

T1=1.536 sec (Mod 1 de vibrare)

c=1

(75.5%)

Deplasările orizontale maxime ale structurii din analiza dinamică (din forțele vibratoare cazul start/stop, pornire/oprire).

OBS. Analiza dinamica s-a făcut pentru combinația la care s-au obținut deplasările maxime din seism și anume combinația 1855 SLU seismic, iar încărcările dinamice conform temei date de firma producătoare a sortatorului JÖST după cum urmează:

Static: conf. planșa data de JÖST 0288532-70

F1 vert=21.400N; F2 vert=26.100N

Dinamic: conf. planșa data de JÖST 0288532-70

Vibrațiile sunt obținute prin funcționarea unui excitator JR606-50Hz, 1 buc/ sortator poz. 17 din planșa 0288532-70, iar efectul asupra structurii în urma amortizării parțiale cu amortizoare, pozițiile: 10-buc.4, 18-buc.8, 19-buc.8 , 20-buc.8, 21-buc.8, cu care este echipat sortatorul este dată în tabelul din planșa JÖST 0288532-70, care este tema pentru inginerul de rezistență după cum urmează:

Frecvența este de 1.000min-1 , adică 16,67Hz

F1 vert=±1.000N

F1 oriz=±500N

F2 vert=±1.000N

F2 oriz=±500N

Forțele F1-2buc/sortator și F2-2buc/sortator au punctele de aplicație reazemele sortatorului conform planșei date de JÖST 0288532-70.

Deplasările pe direcția y la cota +20,23

eymin= -25,173 mm; nodul 76

Figura 1.12. Deplasările structurale ey cota +20,23 calcul dinamic din utilaj pornire/oprire

Deplasările pe direcția x la cota +20,23

exmin= -5,604 mm; nodul 76

Figura 1.13. Deplasările structurale ex cota +20,23 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Figura 1.14. Deplasările structurale ex cota +20,23 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Deplasările pe direcția y la cota +15,13

eymin= -23,314 mm; nodul 60

Figura 1.15. Deplasările structurale ey cota +15,13 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Deplasările pe direcția x la cota +15,13

exmax= + 5,055 mm; nodul 60

Figura 1.16. Deplasările structurale ex cota +15,13 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Figura 1.17. Deplasările structurale ex cota +15,13 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Deplasările pe direcția y la cota +12,63

eymin= -22,619 mm; nodul 44

Figura 1.18. Deplasările structurale ey cota +12,63 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Figura 1.19. Deplasările structurale ey cota +12,63 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

Deplasările pe direcția x la cota +12,63

exmax= + 4,787 mm; nodul 30

exmin= – 4,947 mm; nodul 44

Figura 1.20. Deplasările structurale ex cota +12,63 calcul dinamic din utila

pornire/oprire

Figura 1.21. Deplasările structurale ex cota +12,63 calcul dinamic din utilaj

pornire/oprire

OBS: Din analizarea rezultatelor deplasărilor prezentate mai sus, rezultă că, din sarcinile dinamice, deplasarea maximă este de 5,74 de ori mai mica decât un seism modelat conf. P100-1/2013.

Deplasările maxime ale structurii din analiza dinamica (din forțele vibratoare cazul operating load, funcționare de serviciu).

Deplasările pe direcția y la cota +20,23

eymin= -23,317 mm; nodul 76

Figura 1.22. Deplasările structurale ey cota +20,23 calcul dinamic din utilaj

funcționare de serviciu

Figura 1.23. Deplasările structurale ey cota +20,23 calcul dinamic din utilaj

funcționare de serviciu

Ca urmare, în cele ce urmează, nu se vor da toate deplasările de la celelalte cote pe cele doua direcții orizontale, întrucât cazul de funcționare de serviciu are deplasări mai mici cu cca 7,37%.

DIAGRAMELE DE MOMENTE

CADRUL AX C- cadru marginal

Figura 1.24. Diagrama înfășurătoare My cadrul ax C, SLU seismic

Combinația 1835 SLU seismic este în stâlpul șir C- ax 12 la încastrarea în fundații:

Naf=2401 kN

Vyaf=12,17 kN

Vz af=164,4 kN

Mymax=983,06 kNm

Mz af= 55,41 kNm

Stâlpul are secțiunea de 70×70 beton B200, armat cu 20Ø20 PC52, etrierii perimetrali Ø8/20/10 și de tip octogon Ø8/20/10.

OBS: Etrierii sunt prevăzuți la 10 cm numai in zonele unde armaturile longitudinal sunt înnădite prin suprapunere.

Nu sunt armate corespunzător zonele plastic potențiale la stâlpi și grinzi de cadre.

CADRUL AX D- cadru intermediar

Figura 1.25. Diagrama înfășurătoare My cadrul ax D, SLU seismic

Combinația 1835 SLU seismic este la încastrarea în fundație a stâlpului șir D- ax 12

Naf=2832,36 kN

Vyaf=18,68 kN

Vz af=161,142 kN

Mymax=786,991 kNm

Mz af= 67,83 kNm

Stâlpul este cu secțiunea de 70×70, beton B200, armat cu 20Ø20 PC52, etrierii perimetrali Ø8/20/10 și de tip octogon Ø8/20/10.

OBS: etrierii sunt prevăzuți la 10 cm numai în zonele unde armăturile longitudinale sunt înnădite prin suprapunere.

Nu sunt armate corespunzător zonelor plastic potențiale la stâlpi și grinzi de cadre.

CADRUL AX E- cadru intermediar

Figura 1.26. Diagrama înfășurătoare My cadrul ax E, SLU seismic

Combinația 1850 SLU seismic este în stâlpul șir E- ax 12 la încastrarea în fundație:

Naf=3002,603 kN

Vyaf=341,987 kN

Vz af=167,097 kN

Mymax=812,861 kNm

Mz af= 1192,929 kNm

Stâlpul are secțiunea de 70×70, beton B200, armat cu 20Ø20 PC52, etrierii perimetrali Ø8/20/10 și de tip octogon Ø8/20/10.

OBS: etrierii sunt prevăzuți la 10 cm numai în zonele unde armăturile longitudinale sunt înnădite prin suprapunere.

Nu sunt armate corespunzător zonele plastic potențiale la stâlpii și grinzile cadrelor.

CADRUL AX F- cadru marginal

Figura 1.27. Diagrama înfășurătoare My cadrul ax F, SLU seismic

Combinația 1857 SLU seismic este în stâlpul sir F- ax 12 la încastrarea în fundație:

Naf=1790,537 kN

Vyaf=129,523 kN

Vz af=201,46 kN

Mymax=831,967 kNm

Mz af= 502,165 kNm

Stâlpul are secțiunea de 70×70, beton B200, armat cu 20Ø20 PC52, etrierii perimetrali Ø8/20/10 și de tip octogon Ø8/20/10.

OBS: etrierii sunt prevăzuți la 10 cm numai în zonele unde armăturile longitudinale sunt înnădite prin suprapunere.

Nu sunt armate corespunzător zonele plastic potențiale la stâlpii și grinzile cadrelor.

Combinația 847 SLU(a,b)este în stâlpul șir F- ax 12 între +8,42 și +12,63:

Naf=6191,48 kN

Vyaf=883,604 kN

Vz af=1921,273 kN

Mymax=1148,366 kNm

Mz af= 434,642 kNm

Acest stâlp este la intersecția pereților din beton armat (un colț de buncăr) și are secțiunea de 70×70, beton B200, armat cu 20Ø20 PC52, etrierii perimetrali Ø8/20/10 și de tip octogon Ø8/20/10.

OBS: etrierii sunt prevăzuți la 10 cm numai în zonele unde armăturile longitudinal sunt înnădite prin suprapunere.

Nu sunt armate corespunzător zonele plastic potențiale la stâlpii și grinzile cadrelor.

Verificări la eforturile maxime din acțiuni seismice

a). Verificarea la moment încovoietor maxim: Mmax=983.06 kNm

;

(88.8%)

b). Verificarea la forță tăietoare maximă : Vmax=342 kN

Calcul simplificat:

;

RSIV

1.5. Încadrarea în clasa de risc seismic

Încadrarea clădirii într-o anumită clasă de risc seismic se face pe baza celor trei indicatori care au făcut obiectul evaluării cf. pct. D.3. din P100-3/2008. Valorile celor trei indicatori, asociate claselor de risc seismic, sunt prezentate în tabelele de mai jos:

Tabelul 1.4. Valori ale indicatorului R1 asociate claselor de risc seismic

Tabelul 1.5. Valori ale indicatorului R2 asociate claselor de risc seismic

Tabelul 1.6. Valori ale indicatorului R3 asociate claselor de risc seismic

În consecința celor de mai sus se apreciază că, clădirea se încadrează în Clasa de risc seismic RsIII – construcții la care sunt așteptate degradări structurale care nu afectează semnificativ siguranța structurală.

1.6. Concluzii

În structură există o serie de degradări și vulnerabilități structurale, datorită atât concepției de proiectare din anul 1967, cât și acțiunii încărcărilor specifice apărute ulterior,cum ar fi:

armarea insuficientă cu armatură transversală a grinzilor și stâlpilor în zonele plastice potențiale;

fisuri în grinzile planșeului de la cota +15.13m, datorită rezemării sortatoarelor;

goluri tehnologice ne bordate în plăci;

zidăriile pereților de închidere și compartimentare prezintă fisuri/crăpături;

degradări ale tencuielilor interioare și exterioare;

vibrațiile produse de cele două sortatoare creează un puternic disconfort lucrătorilor din întreaga clădire, dar mai cu seamă celor aflați la nivelul 5.

Calculele efectuate în prezenta expertiză au scos în evidență faptul că, vibrațiile introduse în structura de beton armat reprezintă micro-seisme, care nu conduc la degradări structurale care să afecteze siguranța construcției: spre exemplu, deplasarea maximă din acțiunile dinamice este de 5,74 ori mai mică decât cea data de un seism de cod conf. P100-1/2013. Disconfortul creat de aceste vibrații se poate reduce prin realizarea punctului 4 cuprins în „Măsurile de intervenție”

Încercările nedistructive efectuate pe elementele din beton armat din structura expertizată au condus la identificarea unei clase minime de beton C12/15.

În consecința celor de mai sus, clădirea se încadrează în Clasa de risc seismic RsIII – construcții la care sunt așteptate degradări structurale care nu afectează semnificativ siguranța structurală.

2. DETALII DE EXECUȚIE A REABILITĂRII CU MATERIALE ENERGOINTENSIVE EFICIENTE A STRUCTURII DE REZISTENȚĂ

2.1. Soluționarea reabilitărilor și consolidărilor în conformitate cu expertiza tehnică și normativele în vigoare

2.1.1. Structura de rezistență

Rigle de cadre

Riglele de cadre din axele F, C, 12” si 14’ cota +4.23 trebuie consolidate pentru preluarea momentelor din combinatiile SLU seismic, astfel incat sa se asigure ductilizarea capetelor de grinzi dupa cum urmeaza:

pregătirea strat suport prin slefuire diamantata (pana se vad agregatele din beton), desprăfuire;

aplicare de mortar epoxidic pe profilul metalic SIKA DUR 30, într-un strat de min. 3mm.;

aplicarea de mortar epoxidic SIKA DUR 30 pe stratul de beton (intrados grinda) min. 3 mm.;

zonele cu abateri se vor încărca corespunzător;

planeitate toleranța max. 5mm. la 2m.:

montarea de profile metalice, calculate ca fiind necesare pentru acoperirea diagramelor de momente din combinațiile SLU seismic (Mnecesar din calcul static cu ag=0.15g, Tc=0.7 sec. din care s-a scazut Mcapabil existent conform planșe de armare proiect inițial). S-au ales profile metalice din considerente de ductilitate în zonele plastic potențiale. Aceste profile sunt:

• IPN 280 otel S235 pentru riglele de cadre din axele F si C de la cota +4.23

• IPN 220 otel S235 pentru riglele de cadre ax12” si ax 14’ de la cota +4.23.

Montarea profilelor se va face prin strângere a grinzii din beton cu tije filetate M12 ancorate chimic pe o adâncime de min. 15 cm.

Asigurarea transmiterii ductile prin nod se va face cu tije filetate de înaltă rezistență pretensionate IP 2×4Ø36mm gr. 8.8.

cofrare sub profil cu rotunjire la colțuri

se vor lăsa orificii la partea superioară pentru a se putea turna mortarul expandabil SIKA GROUT 318

după decofrare se vor poziționa prin înfașurare de la extremități începând, țesături din fibre de carbon SIKA WRAP 230C în două straturi pe lungimile stabilite în planșe

străpungerea planșeelor și a pereților superiori se face prin găuri Ø20/30cm interax prin care se vor trece conectori din fibre de carbon SIKA WRAP 230C pentru asigurarea continuității infășurării

în zona nodurilor pentru conlucrarea orizontală se vor dispune 3 conectori, lațimea pânzei din care se execută conectorii 20-30cm.

La celelalte, riglele de cadre de la toate axele, toate nivelurile, se vor consolida capetele grinzilor astfel:

pregătirea stratului suport prin șlefuire diamantată (până se văd agregatele din beton), desprăfuire;

poziționarea prin înfașurare, de la extremități începând, a țesăturilor din fibre de carbon SIKA 230C, în două straturi, pe lungimile stabilite în planșe;

străpungerea planșeelor și a pereților superiori se face prin găuri Ø20/30cm interax prin care se vor trece conectori din fibre de carbon SIKA WRAP 230C pentru asigurarea continuității înfășurarii;

în zona nodurilor pentru conlucrarea orizontală se vor dispune 3 conectori, lațimea pânzei din care se execută conectorii 20-30cm.

Grinzile G14, G15 și 18×30 – buc. se vor consolida pe toată lungimea:

pregătirea stratului suport prin șlefuire diamantată (până se văd agregatele din beton), desprăfuire;

poziționare prin înfășurare de la extremități începând cu țesături din fibre de carbon SIKA 230C în două straturi pe toată lungimea;

străpungerea planșeului superior se face prin găuri Ø20/30cm interax prin care se vor trece conectori din fibre de carbon SIKA WRAP 230C pentru asigurarea continuității infășurării;

în zona nodurilor pentru conlucrarea orizontală se vor dispune 3 conectori, lațimea pânzei din care se execută conectorii 20-30cm.

Stâlpii de cadre

pregătirea stratului suport prin șlefuire diamantată (până se văd agregatele din beton), desprăfuire;

la toți stâlpii pe toate fețele se vor aplica lamele cu lățimea de 5 cm și grosimea de 1,2 mm din CARBODUR S512;

pentru realizarea confinării capetelor de stâlpi sus șsi jos se vor înfășura cu țesătură din fibre de carbon SIKA WRAP 230C, în două straturi la primele două nivele iar mai sus într-un strat;

continuitatea pe verticală se va face cu min. 2 conectori pe fiecare față de stâlp din SIKA WRAP 230C.

2.1.2. Pereții de umplutură fisurați

Pe zona fisurilor stg.+dr. 50+50cm (lățime totală 1.0 m) se îmbracă peretele pe ambele fețe cu SIKA WRAP 350GRID înglobat în mortarul SIKA MONOTOP 722, fibra se va duce până la intersecția cu strstructura din beton:

se vor prevedea 2-4 conectori/mp din fibre de carbon SIKA WRAP 230C;

fisurile se vor deschide, pentru a îndepărta materilele neaderante, se va spăla cu apă sub presiune, se vor chitui cu SIKA MONOTOP 412 și se va injecta gravitațional SIKA GROUT 311;

găurile se vor chitui.

2.1.3. Reazem neopren

Se vor monta sub plăcile metalice (dupa eliminarea plăcilor din plumb), reazeme din NEOPREN cu următoarea stratificație:

1.) partea inferioara placa rezistenta la uzura lipita de neopren

2.) strat inferior cu duritate de 65±5 Sh Aș

3.) miez cu duritate de 40 Sh Aș

4.) stratul superior cu duritate de 65±5 Sh Aș

5.) partea superioara protectie TPU 40

Grosimea totala 60-65 mm.

Acest produs a fost testat pentru caracteristicile sortatoarelor de la Zahărul Oradea de catre S.C. ARTERUBBER DISTRIBUTION S.R.L. TG. JIU.

2.2. Detalii de execuție pentru reabilitarea și consolidarea cu materiale energointensive eficiente a turnului de însăcuire

Figura 2.1. Plan cota +4.23 Figura 2.2. Plan cota +8.42

Figura 2.3. Plan cota +12.63 Figura 2.4. Plan cota +15.13

Figura 2.5. Plan cota +20.23 Figura 2.6. Plan cota +23.76/+24.00

Figura 2.7. Cadrul C2 ax E, ax D Figura 2.8. Cadrul C1 ax F

Figura 2.9. Cadrul C1’ ax C

Figura 2.10. Cadrul C5 ax 11’

Figura 2.11. Cadrul C4 ax 12’’

Figura 2.12. Cadrul C6 ax 13

Figura 2.13. Cadrul C3 ax 14’

3. EVIDENȚIEREA EFICIENȚEI ENERGETICE A REABILITĂRII STRUCTURILOR CU FIBRE DIN CARBON PRIN REDUCEREA ENERGIEI ÎNGLOBATE, CALCULAREA INDICELUI DE SUSTENABILITATE

Pentru a pune în evidență eficiența energetică a reabilitării folosind soluția modernă cu fibre de carbon, s-a recurs la efectuarea unui scenariu de reabilitare clasică a clădirii turnului de însăcuire, prin cămășuirea elementelor structurii de rezistență ale cadrelor și anume stâlpii și riglele de cadru, realizarea zonelor plastic potențiale la noduri, capetele de stâlpi și capetele de grinzi în conformitatea cu normele actuale de proiectare aceast scenariu în cele ce urmează se regăsește în lucrare sub denumirea reabilitarea clasică iar reabilitarea cu fibre de carbon sub denumirea de reabilitarea modernă.

Deasemenea studiul s-a extins prin creerea unui scenariu de executare a unei clădiri similare în variantă construire clădire nouă.

3.1. Reabilitarea clasică

3.1.1. Prezentarea rezultatelor

3.1.2. Calculul energiei înglobată și a emisiilor de gaze CO2

3.2. Reabilitarea modernă cu fibre de carbon CFRP

3.2.1. Prezentarea rezultatelor

3.2.2. Calculul energiei înglobată și a emisiilor de gaze CO2

3.3. Construire clădire nouă

3.3.1. Prezentarea rezultatelor

3.3.2. Calculul energiei înglobată și a emisiilor de gaze CO2

3.4. Calculul indicelui de sustenabilitatea

Reabilitarea în soluția clasică (cămășuire cu beton)

Energia înglobată = 4,179,914.32 MJ

E = 292,594.00 kgCO2

C = 582,092.72 RON

T= 10,123.65 h

Reabilitarea în soluția modernă cu fibre de carbon CFRP

Energia înglobată = 77,742.79 MJ

E = 5,442.00 kgCO2

C = 283,947.67 RON

T= 1,336.90 h

Construire clădire nouă

Energia înglobată = 16,191,168.70 MJ

E = 1,133,381.81 kgCO2

C = 1,515,904.45 RON

T= 10,301.50 h

Pentru calculul indicelui de sustenabilitate în cazul celor două soluții de reabilitare, ca valori de referință (Ef; Cf, Tf) se vor lua valorile minime dintre cele două soluții de reabilitare (clasică, modernă).

Astfel indicele de sustenabilitate pentru soluția clasică este:

Indicele de sustenabilitate pentru soluția modernă cu fibre de carbon CFRP este:

Indicele de sustenabilitate pentru construire clădire nouă este:

3.4.1. Concluzii

Făcând comparațiile nesesare între cele trei solutii descriese mai sus rezultă următoarele pe baza rezultatelor obținute pentru energia înglobată, emisiile de gaze kgCO2, costurile în Ron, durate, respectiv indicii de sustenabilitate se constată următoarele :

În cazul soluției de reabilitare clasică prin cămășuire, durata, costul și energia înglobată sunt mai mari decât în cazul soluțiilor de reabilitare cu fibre de carbon CFRP.

Enegia înglobată este de 4.179.914,32 MJ

Emisiile de gaze 292.594,00 kgCO2

Costul lucrărilor de C+M 582.092,72 RON

Durata 10.123,65 ore

Indicele de sustenabilitate 0,182

În cazul soluției de reabilitare modernă cu fibre de carbon CFRP avantajele sunt evidente după cum urmează:

Enegia înglobată este de 77.742,79 MJ

Emisiile de gaze 5.442,00 kgCO2

Costul lucrărilor de C+M 283.947,67 RON

Durata 1.336,90 ore

Indicele de sustenabilitate 1,00

În cazul soluției de construire clădire nouă:

Enegia înglobată este de 16.191.168,70 MJ

Emisiile de gaze 1.133.381,81 kgCO2

Costul lucrărilor de C+M 1.515.904,45 RON

Durata 10.301,50 ore

Indicele de sustenabilitate 0,084

Energia înglobată în materialele de la reabilitarea în soluție modernă este de 53,76 ori mai mică față de reabilitarea clasică, de 208,26 ori mai mică față de cazul construirii unei clădiri noi.

Emisiile poluante în atmosferă cu CO2 sunt mai mici de 53,76 ori mai mică față de reabilitarea clasică, de 208,26 ori mai mică față de cazul construirii unei clădiri noi.

Costul lucrărilor sunt msai mici de 2,05 ori față de reabilitarea clasică și de 5,34 ori față de situația construirii unei clădiri noi.

Durata lucrărilor mai mici de 7,57 ori față de reabilitarea clasică și de 7,70 ori față de situația construirii unei clădiri noi.

4. STUDIUL DE CAZ NR. 2

STUDIU PRIVIND OPTIMIZAREA ENERGETICĂ A HALEI METALICE S.C. FERRARA S.R.L. ORADEA PRIN SCHIMBAREA SCHEMEI STATICE A STRUCTURII

4.1. Date generale

4.1.1. Date generale privind clădirea existentă

Clădirea a fost proiectată în anul 2001, iar execuția clădirii în anul 2002.

Structura din punct de vedere static este o hală cu o deschidere de 12,40, având stâlpii încastarți în fundații iar riglele pe direcția transversală articulate pe stâlpi. Pe direcția longitudinală avem nouă travei de 6,00 m.

Parțial în prima travee există etaj din placă de beton rezemată pe grinzi metalice secțiune mixtă.

Infrastructura: fundații izolate rigide sub stâlpi și fundație continuă perimetral la cota ±0,00.

Închideri perimetrale din panouri metalice trei strat cu termoizolație din poliuretan de 80 mm rezemate pe rigle metalice din tablă ambutusată la rece Z 120×2,5.

Acoperiș într-o singură pantă cu învelitoarea din panouri metalice trei strat cu termoizolație din poliuretan de 80 mm rezemate pe pane metalice din tablă amutisată la rece Z 25×2,5.

Strctura metalică spațială este prevăzută cu contravăntuiri transversale și longitudinale precum și tiranți în plan acoperiș respectiv contravăntuiri verticale între stâlpi.

Prezentul proiect a fost întocmit în vederea obținerii autorizației de construire necesare pentru executarea lucrărilor ,,Atelier confecționat jauzele,, situat în Oradea str. Matei Corvin, nr. 26.

Structura de rezistență se compune din fundații izolate sub stâlpi C12/15iar în dreptul închiderilor îngroșeală de pardoseală.

Structura de rezistență are deschiderea de 12,40m și 7 travei de 6,00m din confecție metalică astfel:

stâlpi HEB 200 pentru structura de rezistență

stâlpi HEB 120 pentru frontoane

grinzi de cadru HEB 220

pane Z 250×2,5

contravântuiri L 50x50x2,5

tiranți D= 16mm OL37

rigle pentru panouri de pereți Z120x2,5

panouri termoizolate pentru pereți și învelitoare cu izolație poliuretan de 8cm grosime.

Conform studiului geotehnic nr. 57/1999, elaborat de S.C. Geotehnicum S.R.L. se va funda în stratul alcătuit din argilă prăfoasă, cafenie, plastic vârtoasă cu o încastrare a fundațiilor în acest strat min. 20 cm. Presiunea convențională pe acest strat este de 300 Kpa valoare de bază. Adâncimea min. de fundare va fi la –1.40 față de cota terenului natural.

Figura 4.1. Vedere fațada principală existentă

Figura 4.2. Fațada principală existentă

Figura 4.3. Secțiunea transversală existentă

4.1.2. Date generale privind clădirea propusă pentru extindere

Clădirea proiectată și executată în anii 2001-2002, este obiectul unui proiect de extindere pe direcția transversală la cererea proprietarului clădirii.

Figura 4.4. Propunerea de extindere fațada principală

Figura 4.5. Fațada principală propusă varianta proiectată

Figura 4.6. Secțiunea transversală propusa varianta proiectată

Structura de rezistență pentru extindere are deschiderea de 12,40m și 9 travei de 6,00m, respectiv deschiderea de 10,80m si 2 travei prima de 3,25 iar a doua de 5,35m.

Structura de rezistență pentru extindere hala existenta se compune din fundații izolate sub stâlpi beton C16/20 iar în dreptul închiderilor îngroșeală de pardoseală.

Suprastructura din confecție metalică astfel:

stâlpi HEB 200 pentru structura de rezistență

stâlpi HEB 200 pentru frontoane

grinzi de cadru HEB 220

grinzi longitudinale teava laminata 140x140x5,6

contravantuiri orizontale intre grinzile de cadru teava laminata 140x140x5,6

contravantuiri verticale intre stalpi teava laminata 140x140x5,6

pane Z250x2,5

contravântuiri pane din otel rotund Ø16

tiranți Ø 16mm

rigle pentru panouri de pereți Z120x2,5

panouri termoizolate pentru pereți și învelitoare cu izolație poliuretan de 8cm grosime

Expertizarea clădirii existente (Extras din expertiza întocmită în colaborare cu domnului Prof. dr. ing. Botici Alexandru )

Metodologia de expertizare folosită este cea prevăzută de “Codul de proiectare seismică – PARTEA A III-A – Prevederi pentru evaluarea seismică a clădirilor existente”, indicativ P 100-3/2008.

4.2.1. Date generale privind clădirea

Expertiza tehnică a imobilului ,,EXTINDERE CLĂDIRE EXISTENTĂ DE TIP P + Ep, CU UN CORP NOU DE CLĂDIRE ALIPIT DE TIP P +Ep-”, din str. Matei Corvin nr 26, Loc Oradea jud. Bihor, în vederea extinderii.

Nu se fac modificări de refuncționalizare a clădirii existente, nu se fac modificări de ziduri interioare nestructurale, se intenționează să se înlature peretele exterior din axa D și să se extindă hala cu încă o deschidere de 12,40 m. În șirul D se va afla coama halei extinse.

Clădirea, după intervenție, rămâne tot cladire cu regim de înălțime tip P + Ep.

Clădirea existentă, construită in anii 2001- 2002 are fundație de tip izolat din beton simplu și pereți nestructurali din panouri sandwich, planșeu din beton armat pentru zona cu etaj, învelitoare din panouri sandwich.

Structura de rezistență este formată din cadre transversale metalice.

4.2.2. Date privind starea fizică a clădirii

Clădirea existentă a fost proiectată și executată în perioada 2001-2002 în baza normativelor valabile până la acea dată.

Fundațiile clădirii sunt de tip izolat sub stâlpii metalici. Rigla este într-o pantă și împreună formează un cadru cu o singura deschidere.

4.2.3. Analiza calitativă

E1, care a constat din inspecția vizuală atentă, a elementelor structurale prinderile riglă stâlp, etc. Aceste prinderi sunt de tip noduri articulate.

Pereții – riglele de pereți nu prezintă defecte sau alte deteriori vizibile.

Planșeul peste parter este într-o stare bună nu prezintă fisuri și degradări.

Acoperișul este într-o stare corespunzătoare, lipsesc contravântuirile verticale și grinzile longitudinale din planul acoperișului.

4.2.4. Analiza cantitativă

E3 (E2A), care a constat din calculul simplificat pentru evaluarea capacității de rezistență și calculul cu programe de calcul specializate.

4.2.5. Concluzii

În urma investigațiilor efectuate rezultă următoarele:

Gradul de asigurare al corpului de clădire existent, este:

R=0,75 >Rmin= 0,65.

Extinderea se poate realiza pe fundația existentă în șirul D la corpul existent.

Corpul nou, se va extinde prin alipire cu modificarea cadrului transversal din cadru cu o deschidere și riglă considerată teoretic articulată pe stâlp ( practic încastrata parțial) într-un cadru cu două deschideri, cu noduri rigide stâlp riglă, de șase ori static nedeterminat. Corpul nou se extinde între șirurile D-G și axele 1-10.

4.3. Măsuri de intervenție

La construcția existentă (Corpul I) construită in 2001-2002 , din otel stalpi HEB 200 și rigle HEB 220, nu se modifică funcțiunea. Prin transformarea cadrului transversal o dată static nedeterminat în cadru static nedeterminat de șase ori va crește și gradul de asigurare va fi R>0,80.

Nodul marginal, dintre stâlp și riglă, se va rigidiza corespunzător cu vute drepte la interior cu secțiunea sub forma de T întors sudat de talpa inferioară a riglei HEB 220 și de talpa interioara a stâlpului HEB200. La exterior, pe talpa stâlpului HEB 200 și capătul riglei HEB220, se va suda o eclisă metalică de consolidare capabilă să lucreze la momentul + pe nod (întindere la exterior).

Rigla cadrului HEB 220 va fi rigidizată de o parte și alta a inimii cu o rigidizare în dreptul axei tălpii interioare a stâlpului (HEB 200). Sudarea tuturor pieselor se va face in Ψ și respectiv pentru eclisa exterioară din nod cu sudura de colț cu a=0,6 tmin.

Nodul central, dintre stâlpul central și rigla cadrului, se va rigidiza cu vute drepte de o parte și alta a stâlpului, în cele două deschideri și rigla HEB220 se va rigidiza de o parte și alta a inimii în dreptul celor două tălpi ale stâlpului.

Se va face verificarea capacității buloanelor de ancoraj (M cap) raportat la (Mcap ) stâlp, care pentru stâlpul existent este:

R= 0,8 > Rmin= 0,65

Pentru construcția existentă, conform normativului P100, poate să rămână cu acest grad de asigurare. Se recomandă ca extinderea să foloseasca șuruburi de ancoraj de calitate superioara și/sau diametru mai mare.

În situația în care proiectantul dorește ridicarea gradului de asigurare la construcția existentă, buloanele de ancoraj pot fi suplimentate prin ancorare chimică cu 4 bucăți buloane pe fundație și adaptarea plăcii de bază a papucului stălpului.

Contravântuirile verticale dintre stâlpii cadrelor transversale se vor realiza în aceleași travei cu cele orizontale din planul acoperișului adică între axul (1 si 2); (5 si 6); si (9si 10).

Se recomandă să se introducă grinzile longotudinale necesare asigurarii pierderii stabilității laterale a riglelor de cadru conform cerințelor normativelor în vigoare la ora actuală.

Învelitoarea nu se va schimba.

Corpul nou și corpul existent de clădire se va realiza ca ansamblu structural unitar în concordanță cu normele și normativele tehnice în vigoare la această dată.

5. OPTIMIZAREA ENERGETICĂ PRIN SCHIMBAREA SCHEMEI STATICE ÎN VEDEREA REDUCERII CONSUMULUI DE ENERGIE ÎNGLOBATĂ ÎN URMA CONSUMULUI MAI MIC DE MATERIALE ENERGOINTENSIVE

Această metodă de optimizare presupune găsirea celei mai optime scheme statice prin care să se asigure rezistența și stabilitatea clădirii după extindere, în conformitate cu eurocodurile actuale privind încărcările, codurile de proiectare P100-1/2013, P100-3/2013, dar consumul de materiale să fie minim astfel încât să putem obține economie de energie înglobată în materialele puse în operă.

În studiu s-a luat cadrul transversal din axul 5.

5.1. Varianta inițială – schemă statică a cadrului cu o deschidere

static nedeterminat o dată

Clădirea inițială din punct de vedere static este cadru transversal cu o deschidere static nedeterminat o dată și nu mai corespunde eurocodurilor actuale privind încărcările, a normelor de proiectare seismică P100-1/2013, P100-3/2013.

Calculele statice și de dimensionare s-au făcut cu programul AXISVM13.

În urma calculelor rezultă că structura proiectată și executată în perioada 2001-2002 nu satisface normele valabile la data curentă.

În urma studierii diagramelor atașate reiese faptul că în cazul respectării normelor actuale de încărcări structura existentă nu mai corespunde la condițiile mai severe de azi iar în cazul vreunei intervenții la structura existentă este nevoie de aducerea structurii de rezistență să corespundă la normele în vigoare la data intervenției.

Deci extinderea pe direcția transversală, prin oglindirea în simetrie față de axa longitudinală șir D, cu prevederea unui rost de tasare nu este posibilă numai cu modificarea secțiunii elementelor de rezistență sau proiectarea unui tronson nou cu alte caracteristici pentru elementele structurii de rezistență respectiv a schemei statice.

Deplasările cadrului transversal ax 5 conform înfășurătorii Mmin,Mmax, toate SLS sunt:

ex=-72,560mm

ez=-164,122mm deci fmax>fadm , condiția de rigiditate nu este satisfăcută

Diagrama My și diagrama de tensiuni normale la secțiunea transversală σ a cadrului transversal ax 5 conform înfășurătorii Mmin,Mmax, toate SLU sunt:

Mymax=-27.619 daNm pentru rigla cadrului

σmax=-3.534,70 daN/cm2 deci condiția de rezistență nu este satisfăcută

Figura 5.1. Vedere a structurii existente

Figura 5.2. Diagrama de moment My [daNm]

Figura 5.3. Deplasarea ez [mm]

Figura 5.4. Deplasarea ex [mm]

Figura 5.5. Tensiuni normale la secțiune transversală σ [daN/cm2]

5.2. Varianta intermediară – schemă statică cadrul cu două deschideri riglele articulate static nedeterminat de patru ori

Figura 5.6. Vedere a structurii două deschidere riglele articulate

La clădirea inițială s-a atașat încă o deschidere fără rost obținându-se un cadru transversal cu două deschideri cu stâlp central, structura este simetrică față de stâlpul central sau șirul D.

Cu această schemă statică s-au făcut calculele statice conform eurocodurilor actuale privind încărcările, a normelor de proiectare seismică P100-1/2013, P100-3/2013.

Calculele statice și de dimensionare s-au făcut cu programul AXISVM13.

În urma studierii diagramelor atașate reiese faptul că în cazul respectării normelor actuale de încărcări structura astfel modificată din punctul de vedere al schemei statice nu satisface condiția de rigiditate numai condiția de rezistență.

Deci extinderea pe direcția transversală, prin oglindirea în simetrie față de axa longitudinală șir D, fără rost de tasare nu este posibilă numai cu modificarea secțiunii elementelor de rezistență sau proiectarea unui tronson nou cu alte caracteristici pentru elementele structurii de rezistență respectiv a schemei statice.

Figura 5.7. Deplasarea ex [mm]

Deplasările cadrului transversal ax 5 conform înfășurătorii Mmin,Mmax, toate SLS sunt:

ex=-25,890mm

ez=-81,035mm deci fmax>fadm , condiția de rigiditate nu este satisfăcută

Diagrama My și diagrama de tensiuni normale la secțiunea transversală σ a cadrului transversal ax 5 conform înfășurătorii Mmin,Mmax, toateSLU sunt:

Mymax=-12.391,50 daNm pentru rigla cadrului

σmax=-1701,60 daN/cm2 deci condiția de rezistență este satisfăcută.

Figura 5.8. Deplasarea ez [mm]

Figura 5.9. Diagrama de moment My [daNm]

Figura 5.10.Tensiuni normale la secțiune transversală σ [daN/cm2]

Varianta finală – schemă statică cadrul cu două deschideri riglele încastrate static nedeterminat de șase ori

Figura 5.11. Vedere a structurii două deschidere riglele încastrate

La structura anterioară cadrul cu două deschideri s-a modificat gradul de nedeterminare statică prin transformarea nodurilor dintre rigle și stâlpi di articulat în noduri de tip rigide, încastarea riglelor în stâlpi.

Cu această schemă statică s-au făcut calculele statice conform eurocodurilor actuale privind încărcările, a normelor de proiectare seismică P100-1/2013, P100-3/2013. Calculele statice și de dimensionare s-au făcut cu programul AXISVM13.

În urma studierii diagramelor atașate reiese faptul că în cazul respectării normelor actuale de încărcări structura astfel modificată din punctul de vedere al schemei statice satisface atât condiția de rigiditate cât și condiția de rezistență.

Deci extinderea pe direcția transversală, prin oglindirea în simetrie față de axa longitudinală șir D, fără rost de tasare este posibilă prin schimbarea gradului de nedeterminare statică și anume de șase ori static nedeterminat.

Deplasările cadrului transversal ax 5 conform înfășurătorii Mmin,Mmax, toate SLS sunt:

ex=19,895mm

ez=-34,221mm deci fmax<fadm , condiția de rigiditate este satisfăcută

Diagrama My și diagrama de tensiuni normale la secțiunea transversală σ a cadrului transversal ax 5 conform înfășurătorii Mmin,Mmax, toate SLU sunt:

Mymax=-6.583,20 daNm pentru rigla cadrului în câmp;

Mymin=9.688,80daNm pentru rigla cadrului pe reazem;

σmax=1217,28 daN/cm2 deci condiția de rezistență este satisfăcută.

Figura 5.12. Deplasarea ex [mm]

Figura 5.13. Deplasarea ez [mm]

Figura 5.14. Diagrama de moment My [daNm]

Figura 5.15. Tensiuni normale la secțiune transversală σ [daN/cm2]

Detalii de execuție a variantei optime din punct de vedere energetic proiectate prin schimbarea schemei statice

Figura 5.16. Plan fundații

Figura 5.17. Plan acoperiș

Figura 5.18. Cadrul ax 1

Figura 5.19. Cadrele ax 2-6

Figura 5.20. Cadrul ax 7

Figura 5.21. Cadrul ax 7

Figura 5.22. Cadrul ax 10

Figura 5.23. Cadrul ax 11, ax 12

Figura 5.24. Cadrul ax 11, ax 12

Figura 5.25. Detaliu nodul central

Figura 5.26. Detaliu nodul marginal

Fotografii sugestive din timpul execuției – partea de extindere

6. CALCULUL DE EFICIENȚĂ ENERGETICĂ PARTE COMPONENTĂ A CONSTRUCȚIILOR SUSTENABILE

O construcție sustenabilă înseamnă:

Energie înglobată redusă;

Reducerea emisiilor de gaze (greenhouse gas GHG);

Costuri reduse pentru constructive și pentru întreținere;

Utilizarea materialelor reciclabile;

Durabilitate;

Adaptabilitate;

Siguranță;

Confort;

Prin prezentul studiu s-a căutat ca prin proiectarea extinderii să se obțină reduceri de consumuri în ceea ce privește energia înglobată în materialele din structura extinderii și ca urmare reducerea emisiilor CO2 respectiv din punct de vedere economic, reducerea valoric a lucrărilor de C+M pentru structura de rezistență.

6.1. Măsuri de optimizare energetică a proiectării extinderilor, reabilitărilor, consolidărilor construcțiilor existente, prin schimbarea schemei statice și a gradului de nedeterminare statică

Identificarea situației existente a construcției, întocmirea planurilor, secțiunilor, fațadelor, identificarea normelor de încărcări care au stat la baza proiectării clădirii, refacerea calculelor statice cu normele de încărcare la aceea dată;

Efectuarea unei propuneri arhitecturale pentru extindere;

Expertizarea construcției existente pentru stabilirea măsurilor de intervenție ca urmarea a extinderii clădirii, astfel încât să se asigure rezistența și stabilitatea construcției;

Calcule statice în diverse variante respective verificări necesare pentru a se putea allege soluția optimă;

Folosirea de programe de calcul de ultimă oră în care să existe implementate normele actual de proiectare, încărcări deci cu alte cuvinte tot ce este ăn vigoare la data prezentă;

Alegerea unei scheme statice etalon, (acea structură care să aibe elementele structurale dimensionate conform normelor actuale în vidoare) pentru studiul eficienței energetice. Această schema o vom nota cu SCHEMA A;

Stabilirea schemei statice finale pentru extindere, care trebuie să țină seama de condițiile reale existente, faptul că hala este sub exploatare, cerințe arhitecturale, cerințe structurale astfel încât elementele structurale să corespundă în SLU din punct de vedere al condițiilor de rezistență și în SLS din punct de vedere al condițiilor de rigiditate conform normelor actuale în vigoare. Această schema o vom nota cu SCHEMA B.

Stabilirea economiilor de cantități de lucrări ce se obțin prin diferența dintre cele două scheme A și B;

Întocmirea valoric a economiilor obținute;

Întommirea extraselor de materiale și eventul extras de transport;

Calculul privind economie de energie înglobată;

Calculul privind economia de gaze emise în atmosferă CO2;

6.1.1 Schema statica A

Este similară cu hala de dinaintea extinderii, cadru cu o deschidere, riglele de cadru articulate pe stâlpi, calculată și dimensionată la normele actuale.

Extinderea făcându-se prin rost de tasare prin pozarea în simetrie față de axa longitudinală a halei din schema A, decalare pe direcție longitudinală cu o jumătate de travee, astfel încăt fundațiile să nu se suprapună.

Nu intervenim structural asupra clădirii existente deci nu vom face nici consolidări la această structură.

Figura 6.1. Hala existentă norme vechi; Rost; Hala nouă norme actuale

6.1.2 Schema statica B

Este hala existentă, extinsă fără rost, prin pozarea în simetrie a halei existente față de axul longitudinal, inclusiv elementele structurale, schimbarea schemei statice în cadru cu două deschideri, riglele de cadru rigide (încastrate în stâlpi), calcul static și de dimensionare conform normelor atuale.

Figura 6.2. Hala nouă schema static 2 deschideri, noduri rigide,

elemente structural existente, norme actuale

6.1.3 Prezentarea rezultatelor

Prezentarea antemăsurătorii cantităților de lucrări considerate a fi economie și a extraselor de material luate în calcul.

Extrasul de economii de material pentru 10 buc. fundații.

Extrasul de material privind diferența dintre elementele structural de la schema A și cele de la schema B cantități care nu trebuie executate sunt de fapt economii.

Extrasul de materiale ce nu trebuie puse în operă sunt de fapt economii ca urmare a schimbării schemei statice și a gradului de nedeterminare static.

Extrasul de transporturi ce nu trebuie făcute, sunt, de fapt, economii ca urmare a schimbării schemei statice și a gradului de nedeterminare static.

Calculul economiei de energie înglobată pentru materialele ce nu trebuie puse în operă, sunt fapt economii ca urmare a schimbării schemei statice și a gradului de nedeterminare static.

Calculul economiei de emisii de gaze CO2, ce nu va polua atmofera ca urmare a schimbării schemei statice și a gradului de nedeterminare static.

Valoarea lucrărilor de C+M pentru cantitățile de lucrări stabilite a fi economie material

6.2. Concluzii

În Studiul de caz nr. 2 „STUDIU PRIVIND OPTIMIZAREA ENERGETICĂ PRIN SCHIMBAREA SCHEMEI STATICE A STRUCTURII” am acordat o deosebită atenție primelor trei puncte de la construcțiile sustenabile și am obținut următoarele economii după cum urmează:

Calcul privind economia de energie înglobată obținută și anume:

729.415,92 MJ;

Calcul privind economia de gaze emise și anume:

61.677,782 kg CO2

Reducerea costului construcției cu 154.744,14 lei pentru structură;

Suprafața construită pentru care s-a făcut studiul de caz este extinderea propriu-zisă și deschiderea de L=12,40m și 9 travei de 6,00m deci în total Sc=669,60m2.

Prin extindere am obținut o suprafață construită dublă de 1339,20m2.

Raportate cele de mai sus la suprafața construită obținem următoarele economii:

Calcul privind economia de energie înglobată pe suprafața unitară construită:

1089,33 MJ/m2;

Calcul privind economia de gaze emise și anume:

92,11 kg CO2 /m2;

Reducerea costului construcției cu 231,10 lei/m2 pentru structură de rezistență;

Rezultatele sunt bune din toate punctele de vedere și recomand ca asemenea soluționări să fie luate în calcul acolo unde este posibil și să se evite demolările pe cât posibil întrucât consumirile de energii încorporate, emisiille de gaze CO2 cresc atât pentru materialele din demolări care trebuie reciclate, dar și pentru clădirea nouă care trebuie executată.

BIBLIOGRAFIE

AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS (ASHRAE) – International weather for energy energy calculations (IWEC Weather files), version 1.1, Atlanta 2001

AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS (ASHRAE) –ASHRAE 2004 HVAC Systems and equipments.

AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS (ASHRAE) –ASHRAE 2005 Fundamentals

AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS (ASHRAE) –ANSI/ASHRAE 55-2004, Thermal environmental conditions for human occupancy, ASHRAE, Atlanta, April 2004

AULICIEMS, A. – Effects of weather on indoor thermal comfort. International J. of Biometerology, 13 (1969), 147-163

BALOTA, R.S., IONESCU, G, IANCĂU, M. – Daily differences trends of the climatic parameters in the N-W part of Romania, Buletinul AGIR, nr. 3, 2012, 857-867

BECKER, S., ODED, P.,YARON, Y. – Thermal sensation in extremely hot and dry urban environments. Fifth International Conference on Urban Climate, Lodz, 1-5 Sep 2003,

Brager, G.S., De DEAR, R. – Thermal adaptation in the built environment: a literature review. Energy and Buildings 27 (1998) 83-96

BUTLER, D. – Architects of a low energy future. Nature 452, 3 Apr 2008

CERNA, K.M., De DEAR, R. – Field study of occupant comfort and office thermal environments in a hot-arid climate. Final report ASHRAE 921 RP, ASHRAE Inc., Atlanta 1998

CHARVAT, P., SCHOLLER, M., STETINA. J. – The impact of passive cooling of the experimental house on indoor air velocities.

http://www.fluids.fs.cvut.cz/akce/konference/setkani_2007/sbornik/doc/Charvat.pdf, accesat la 22 martie 2017, 15:30

De DEAR, GAIL, S., RICHARD J. – Thermal comfort in naturally ventilated buildings: revisions to ASHRAE Standard 55. Energy and Buildings 34, 6 (2002) 549-561

DEPECKER, P., MENZO, C., VIRGONE, J.,LEPERS, S. – Design of buildings shape and energetic consumption. Building and Environment 36, 5 (2001) 627-635

DIN V 4108-2:2003-04 – Thermal protection and energy economy in buildings – Part 2: Minimum requirements to thermal insulation, Berlin, Aprilie 2003

DIN V 4108-6:2000-11 – Thermal protection and energy economy in buildings – Part 6: Calculation of annual heat and annual energy use, Berlin, Noiembrie 2000

DIN V 18599-2:2007-02 – Energy efficiency of buildings- Calculation of the net, final and primary energy demand for heating, cooling, ventilation, domestic hot water and lighting –Part 2: Net energy demand for heating and cooling of building zones. Berlin, Fenruarie 2007

DUFFIE, J.A., WILLIAM, A.B. – Solar engineering of thermal processes. 3rd ed. Hoboken, John Wiley & Sons, 2006

DIN EN 15251:2007-08 – Indoor environmental input parameters for design and assesment of energy performance of buildings addressing indoor air quality, thermal environment, lighting and acoustics, Beuth, Berlin, August 2007

DEPARTMENT OF ENERGY U.S, U.S. ENVIRONMENTAL PROTECTION AGENCY- Roof product list, list current as of January 2, 2009,

http://www.energystar.gov/ia/products/prod_lists/roofs_prod_list.pdf , March 2018, 18:15

EIA – International Energy Outlook 2010, Report #:DOE/EIA-0484 (2010). http://www.eia.doe.gov/oiaf/ieo/ world.html, Vizualizat 2016/07/25, 16:45

EUROPEAN PARLIAMENT – Tackling climate change.

http://europa.eu/legislation_summaries/environment/tackling_climate_change/index_en.htm, vizualizat 2016/07/07, 11:00

EUROPEAN PARLIAMENT – Energy efficiency: energy performance of buildings, vizulizat 2017/07/08, 12:30

http://europa.eu/legislation_ summaries/energy/energy_efficiency/l27042_en.htm,

EUROPEAN PARLIAMENT – EU energy in figures 2010.

http://ec.europa.eu/energy/publications/doc/statistics/part_2_energy_pocket_book_2010.pdf, vizualizat 2017/07/09, 12:00

EUROPEAN PARLIAMENT – The EU climate and energy package. http://ec.europa.eu/environment/climat/ climate_action.htm, vizualizat 2016/07/07, 19:00

EUROPEAN PARLIAMENT – Green Paper on the security of energy supply. http://europa.eu/legislation_summaries/energy/external_dimension_enlargement/l27037_en.htm, vizulizat 2017/07/08, 19:30

EUROPEAN PARLIAMENT – Proposal for a Directive of the European Parliament and of the Council on the energy performance of buildings (recast) {SEC(2008) 2864} {SEC(2008) 2865} of document: 13/11/2008 of transmission: 19/12/2008.http://eurlex.europa.eu/LexUriServ/LexUriServ.do?uri=CELEX:52008PC0780:EN:NOT, vizualizat 2017/07/10, 14:00

EUROPEAN PARLIAMENT – Energy Efficiency in Buildings. http://ec.europa.eu/energy/efficiency/buildings/ buildings_en.htm, vizualizat 2017/07/11, 10:00

FANG, L., WYON, D.P., CLAUSEN, G., FANGER, P.O. – Impact of indoor air temperature and humidity in an office on perceived air quality, SBS symptoms and performance. Indoor air 14 (2004), Suppl. 7, 74-81

FANGER, P.O., TOFTUM, J. – Extension of the PMV model to non-air-conditioned buildings in warm climates. Energy and Buildings 34, 6 (2002)
533-537

GEROS, V., SANTAMOURIS, M., KARATASOU, S., PAPANIKOLAOU – On the cooling potential of the night ventilation techniques in the urban environment. Energy and Buildings 37 (2005) 243-257

HARTMANN, T., BOLSIUS, J., RICHTER, W. – Bedarfsluftung im Wohnungsbau. Stuttgart, Fraunhofer, IRB Verlag, 2001

HASTINGS, R.,WALL, M. – IEA Task 28; Sustainable Solar Housing. Two volumes. Trowbridge, UK: Earthscan, (Eds) (2007).

HAVENITH, G., HOLMER, I., PARSONS, K. – Personal factors in thermal comfort assessment: clothing properties and metabolic heat production. Energy and Buildings 34, 6 (2002) 581-591

HEIDARI, S. – Effect of air movement in building. Palenc 2005, 1st International Conference “Passive and Low Energy Cooling for the Built Environment”, pp. 1045-1051, Mai 2005, Santorini, Grecia

HERKEL, S., KNAPP, U., PFAFFEROTT, J. – A preliminary model of user behavior regarding the manual control of windows office building. 9th International IBPSA Conference, Montreal, Canada 2005

HERMELINK, A., HUBNER, H. – Is one liter enough? Tenants’ satisfaction in passive houses. Proceedings of eceee 2003 Summer Study, eceee, Stockholm 2003

HUMPREYS, M.A., NICOL, J.F. – The validity of ISO-PMV for predicting comfort votes in every-day thermal environments. Energy and Buildings. 34, 6 (2002) 667-685

IANCĂU, M. – Towards low energy buildings, Analele Uniresității din Oradea, Fascicula Construcții și Instalații Hidroedilitare, vol. XIII, 2010, 327-334

IANCĂU, M. – Sustainable housing, Analele Uniresității din Oradea, Fascicula Construcții și Instalații Hidroedilitare, vol. XIII-2, 2010, 151-160

IANCĂU, M., IONESCU, G. – Ultra-low energy buildings, Journal of Sustainable Energy, Vol. I, nr. 4, 2010, 32-36

IANCĂU, M. – Heat transfer problems in an energy efficient building, Journal of Sustainable Energy, Vol. II, nr. 4, 2011

IANCĂU, M. – Contribuții privind optimizarea energetică a clădirilor individuale de locuit din România – Teză de doctorat 2013.

IANCĂU, M., IONESCU, G., BALOTA, R.S. – Passive house in Romania as an influence of weather data analyses, Buletinul AGIR, nr. 3, 2012, 849 – 856

INEICHEN, P. – Comparison of eight clear sky broadband models against 16 independent data banks. Solar Energy 80 (2006) 468-478

JONES, R., CHRISTENSEN, J.H., HEWITSON, B., CHEN, A., BUSUIOC, A., HELD, R., LAPRISE, R., MEARNS, L., MAGANA RUEDA, V., KOLLI, R.K., RINKE, A, SARR, A. – Regional climate projections. In: Climate change 2007: The physicah Science Basis. Contribution of working group I to the forth assessment report of the intergovernmental panel on climate change. Cambridge University Press, 2007

JUDKOFF, R., NEYMARK, J. – Building energy simultion test (BESTTEST) and diagnostic method, National Renewable Energy Laboratory, Golden, Colorado, Februarie 2005

KOLOKOTRONI, M., ZHANG, Y., WATKINS, R. – The London heat island and building cooling design. Palenc 2005, 1st International Conference “Passive and Low Energy Cooling for the Built Environment”, Mai 2005, Santorini, Grecia

LEE, E.S., TAVIL, A. – Energy and visual comfort performance of electrochromic windows with overhangs. Building and Environment 42,6 (2007) 2439-2449

LINGAMGUNTA, C., VEZIROGLU, T.N. – A universal relationship for estimating daily clear sky insolation. Energy Conversion and Management 45 (2004) 2313- 2334

MANDIL, C. – Cool appliances, Policy strategies for energy efficient homes. OECD/IEA 2003

McCARTNEY, K.J., NICOL, J.F. – Developing an adaptive control algorithm for Europe. Energy and Buildings 34, 6 (2002) 623-636

McINTYRE, D.A. – Indoor Climate. Applied Science Publishers, Londra 1980

NICOL, J.F., HUMPREYS, M.A.- Maximum temperatures in buildings to avoid heat discomfort. 1st International Conference “Passive and Low Energy Cooling for the Built Environment”, Palenc 2005, Santorini, Grecia

OURGHI, R.,AL-ANZI,A.,KRARTI, M. – A simplified analyses method to predict the impact of shape on annual energy use for office buildings. Energy Conversion and Management48, 1 (2007) 300-305

PARSONS, K.C.- The effects of gender, acclimation state, the opportunity to adjust clothing and physical disability on requirements for thermal comfort. Energy and Buildings 34, 6 (2002) 593-599

PAVLOU, K. SFAKIANAKI, A., MOURIKI, E., STOLIDOU, I. – Study of thermal and visual performance of eleven residential buildings. Palenc 2005, 1st International Conference “Passive and Low Energy Cooling for the Built Environment”, Mai 2005, Santorini, Grecia

RAJA, I.A., HUMPHREYS, M.A. – Thermal comfort: use of controls in naturally ventilated buildings. Energy and Buildings 33 (2001), 235-244

WYON, D, FANGER,P. – Experimental determination of the limiting criteria for human exposure to low winter humidity indoors (RP-1160). ASHRE, HVAC&R Research, Vol 12 (2), Aprilie 2006

WITTWER, V., DATZ,M., ELL, J., WALZE, G. – Gasochromic windows. Solar energy materials and solar cells. 84, 1-4 (2004), 305-314

ZELENKA, A., PEREZ, R., SEALS, R., RENNE, D. – Effective accuracy of satellite – derived irradiance. Theoretical and applied climatology 62, (1999),
199-207

ZIMMERMANN, M. – Handbuch der passiven Kuhlung. EMPA ZEN, Dubendorf 1999

*** BUILD UP Skills – Raport de analiză a stării actuale, http://www.iee-robust.ro/downloads/BUILD-UP-Skills_Romania_Analiza_Status_Quo.pdf, vizualizat: 10.09.2016, 15:00

*** Directiva 2002/91/CE

*** Directiva 2005/36/CE

*** Directiva 2009/28/CE

*** EPBD (2010). Raport de implementare a EPBD în România, EPBD-CA country report http://www.epbd-ca.org/Medias/Pdf/country_reports_14-04-2011/Romania.pdf

*** Institutul Național de Statistică (2002 – 2011). Web Page: TEMPO-Online serii de timp, Statistica Economică, http://www.insse.ro, vizualizat 2017/09/09, 17:00

*** Intelligent Energy Europe (2007) – Promotion of European Passive Houses. http://erg.ucd.ie/pep/index.htm, vizualizat 2017-08-06, 16:30

*** Îndrumar de eficiență energetică pentru clădiri,

www.ipconsult.ro/Indrumar%20de%20Eficienta%20Energetica%20pentru%20Cladiri%20I.htm, vizualizat: 20/09/2017, 11:00

*** Planul CE pentru Eficienţă Energetică 2011

*** Strategia energetică a României pentru perioada 2007-2020, HG nr. 1069/2007, publicată în M.Of. nr. 781 din 19 noiembrie 2007

Acte normative complementare

•SR EN 1992-1-2004 Construcții civile și industriale. Calculul și alcătuirea elementelor din beton, beton armat și beton precomprimat.

•SR EN 1991-1-1-2004 Acțiuni în construcții. Greutâți tehnice și încârcâri permanente.

•SR EN 1991-1-1-2004 Acțiuni în construcții. Incârcări datorite procesului de exploatare.

•STAS 10107/1-91 Construcții civile, industriale și agricole. Calculul și alcătuirea planșeelor din beton armat și beton precomprimat. Prevederi generale.

•STAS 10107/2-91 Construcții civile, industriale și agricole, planșee curente din plăci și grinzi din beton armat și beton precomprimat. Prescripții de calcul și alcătuire.

•STAS 10107/3-91 Construcții civile, industriale și agricole, planșee cu nervuri dese din beton armat și beton precomprimat. Prescripții de calcul și alcătuire.

•STAS 10107/4-91 Construcții civile, industriale și agricole, planșee casetate din beton armat. Prescripții de calcul și alcătuire.

•STAS 3300/1-85. Teren de fundare. Principii generale de calcul.

•STAS 3300/2-85 Calculul terenului de fundare în cazul fundării directe.

•Normativ pentru proiectarea antiseismică a construcțiilor de locuințe, social-culturale, agrozootehnice și industriale. Indicativ P100-92.

•Normativ privind proiectarea și executarea lucrărilor de fundații directe la construcții. Indicativ P10-86.

•Normativ pentru executarea lucrărilor din beton și beton armat. C 140-86.