«

»

Realizarea structurii de rezistenta a imobilului de birouri „GREEN GATE OFFICE BUILDING“, Bucuresti (II)

Share

green gate II fig 34Beneficiar: SC GREENGATE DEVELOPMENT SRL – Bucuresti
Antreprenor General si Proiectant General: SC BOG’ART SRL – Bucuresti
Proiectant arhitectura si instalatii: SC Alter Ego Concept SRL – Bucuresti
Proiectant structura: SC Popp & Asociatii SRL – Bucuresti
Proiectantul de excavatie si sustinere a excavatiei: SC Saidel Engineering SRL – Bucuresti

 

Consideratii privind calculul structurii

Incarcari gravitationale

Calculul structurii de rezistenta s-a efectuat atat sub incarcari gravitationale cat si sub incarcari orizontale. Hotaratoare la dimensionarea structurii sunt maximele provenite din grupari de incarcari care includ incarcari gravitationale cu intensitatea corespunzatoare gruparii si vantul, respectiv seismul. In cazul de fata, maximele se obtin din grupari de incarcari care includ seismul, acestea dimensionand majoritatea elementelor structurale.

Considerand cota de incastrare cota +0,00, rezulta masa totala a constructiei supraterane de cca. 48.300 tone (in gruparea de lunga durata).

Suplimentar fata de cele prezentate mai sus, in mo­delul de calcul a fost considerata o incarcare uniforma distribuita perimetral, cores­punzatoare inchiderilor de tip perete cortina, cu greutatea de 80 kg/m2.

Incarcarea utila avuta in vedere pe placi, in faza top-down, este de 1,50 kN/m2.

In figurile 32 – 33 prezentam schematic incarcarile distribuite pe placi pentru nivelul curent, cu valori pentru incarcarile cvasipermanente si cele utile.

Forta seismica de proiectare

Forta seismica de proiectare la baza structurii Fb, pentru fiecare directie orizontala principala conside­rata in calculul structurii, se determina simplificat cu relatia:

m este masa constructiei;

ag este acceleratia la nivelul terenului;

g este acceleratia gravitationala;

q este factorul de comportare al structurii (factorul de modificare a raspunsului elastic in raspuns ine­lastic), cu valori in functie de tipul structurii si capacitatea acesteia de disipare a energiei;

W este greutatea constructiei determinata conform normelor si standardelor in vigoare;

g1 este factorul de importanta – expunere al constructiei, conform tabelului 4.3 din Capitolul 4.4.5 din P100/1-2006;

Sd(T1) este ordonata spectrului de proiectare (spectru de raspuns ine­lastic) pentru acceleratie corespun­zatoare perioadei T1 (perioada funda­­­mentala de vibratie a cladirii pe directia pe care este aplicata actiu­nea seismica, in secunde).

Clasa de importanta a constructiei este clasa a Il-a, ceea ce conduce la un coeficient g = 1,2.

Coeficientul care tine cont de ductilitatea structurala este considerat cu valoarea q = 3,68. Valoarea acestuia s-a ales in conformitate cu prevederile capitolului 5 din codul de proiectare seismica P100-1/2006, Tabelul 5.1: pentru structuri cu mai multi pereti independenti si clasa de ductilitate „H“, q = 4 x 1,15 = 4,6. Valoarea astfel obtinuta s-a redus cu 20% pentru a tine cont de neregula­ritatile in plan pe care le prezinta cladirea:

q = 0,8 x 4,6 = 3,68

Factorul de corectie care tine seama de contributia modului propriu fundamental prin masa modala efectiva asociata acestuia este l = 0,85, pentru T<Tc.

Coeficientul seismic:

Forta seismica de calcul:

Combinatiile de incarcari luate in considerare au fost conform CR0-2005: „Bazele proiectarii structurilor in constructii“.

Ipoteze si metode de calcul

Calculul structurii s-a efectuat cu ajutorul programului ETABS dezvoltat la Universitatea Berkeley din California, SUA. Modelarea structurii s-a facut pe modele complete, spatiale, cat si partiale (de exemplu pentru dimensionarea planseelor in gruparea fundamentala) pentru diver­sele calcule si verificari.

S-au elaborat modele considerand cota incastrarii ca fiind cota pardoselii etajului 1, dar si modele care includ structura completa (inclusiv infrastructura), cu simularea (rigiditatii) funda­tiilor si a interactiunii teren – structura.

Programul de calcul folosit permite determinarea automata a greutatii proprii a structurii. Suplimentar fata de incarcarile induse de greutatea proprie, au fost considerate incarcarile (definite in cea mai mare parte ca incarcari distribuite pe plansee).

Metoda de calcul folosita pentru determinarea incarcarii seismice a fost cea modala cu spectre de raspuns (MRS). Comportarea structurii este reprezentata printr-un model spatial liniar-elastic, iar actiunea seismica este descrisa prin spectre de raspuns de proiectare. Aceasta metoda este indicata de normativul P100-1/2006, ca meto­da de referinta pentru determinarea efectelor seismice.

S-au considerat in calcul doua componente orizontale ortogonale ale miscarii seismice, orientate dupa directiile principale ale constructiilor.

Conform cap. 4.5.3.6 pct. (2) si (3) din P100-1/2006 s-a tinut cont la stabilirea ipotezelor de calcul de combinarea efectelor componentelor actiunii seismice. Considerarea actiunii simultane a doua componente ortogonale ale miscarii seismice orizontale estimeaza, in spiritul sigurantei, valorile probabile ale efectelor altor directii de actiune seismica.

Pentru calculul deplasarilor late­rale de nivel la SLS si SLU s-a aplicat anexa E din Normativul P100-1/2006, considerand rigiditatile elementelor structurale egale cu jumatatea valorilor corespunzatoare sectiunilor nefisu­rate (0,5 x Ec x Ic). Rigiditatea nodurilor grinda-stalp a fost consi­derata infinita.

Pentru calculul eforturilor la SLU, in grupari care includ seismul, a fost considerata, de asemenea, pentru toate elementele structurale, valoarea 0,5 x Ec x Ic. Rezultatele calculului modal sunt date, de asemenea, pentru aceste rigiditati si considerand sectiunea de incastrare la cota +0,00.

Rigiditatile materialelor si rezistentele de calcul au fost luate conform tipurilor de beton indicate in proiect: C40/50 pentru nivelele P-E3, si C35/45 pentru E4-E13.

Pentru calculul suprastructurii s-a considerat ca sectiune de incastrare cota planseului peste subsolul 1. Acest lucru a fost posibil datorita rigiditatii laterale substantial sporite a subsolului fata de suprastructura, prin prezenta peretilor perimetrali dar si a peretilor interiori suplimentari, introdusi in acest scop.

 

Rezultate globale ale analizei structurii:

Asa cum se observa in tabelul 3, primele trei moduri proprii sunt caracterizate de perioade proprii de 1,382; 1,290 si 1,028 secunde. Formele proprii ale acestor moduri proprii de vibra­tie sunt doua translatii si torsiune.

Factorii de participare din tabelul 3 sunt obtinuti pe un model in care axa globala X este paralela cu axul A, iar modul 1 este pe o directie care face un unghi de cca 69,5 grade cu axa X.

Rotind corespunzator modelul de calcul, rezulta modul propriu 1 pe directia Y, conform tabelului 4.

Formele modurilor proprii pentru modelul rotit sunt prezentate in figu­rile 35 – 37.

Calculul deplasarilor s-a realizat conform Anexei E din P100-1/2006: Procedeu de verificare a deplasarilor laterale ale structurilor.

Valorile maxime ale deplasarilor relative de nivel la starea limita de serviciu obtinute sub actiunea simul­tana a doua componente orizontale ale seismului de calcul (actionand pe directiile principale ale constructiei) sunt 3,710/oo pe directia X si 4,620/oo pe directia Y, iar cele la starea limita ultima sunt 13,43% pe directia X si 16,78% pe directia Y.

Deplasarile totale la varf ale structurii sunt DX = 19,10 cm si Dy = 24,30 cm pentru SLS, respectiv DX = 47,84 cm Dy = 60,72 cm pentru SLU (fig. 38).

Distributia eforturilor de intindere si compresiune in pereti la actiunea seismului este prezentata in figu­rile 39 – 42.

Dupa cum se observa din diagramele prezentate, ipoteza grinzilor de cuplare rigide si rezistente este confirmata de distributia eforturilor de intindere si compresiune in nucleele de pereti la actiunea seismului.

 

Descrierea solutiei de plansee utilizata in suprastructura

Avand in vedere ca planseele reprezinta un procent semnificativ din sursa de masa seismica a unei structuri, reducerea greutatii acestora prezinta avantaje deosebite pentru structura de rezistenta a cladirii.

Ce­rintele arhitecturale, functionale, dar si cele din partea beneficiarului au impus realizarea exclusiva a plan­seelor in solutie de tip dala de beton armat; asadar, prezentul proiect prevedea, in faza initiala, pentru structura de rezistenta a nivelului curent, plansee dala din beton armat cu o grosime de 28 cm. Grosimea mare a acestora influenta in mod negativ structura principala de rezistenta a cladirii, rezultand grosimi foarte mari ale peretilor din beton armat, consum sporit de armatura si un sistem de fundare dimensionat in consecinta, astfel incat sa fie capabil sa preia si sa poata transmite tere­nului greutatea foarte mare a structurii.

Avand in vedere cele de mai sus, s-a ales, ca solutie de optimizare, realizarea planseelor de nivel curent in sistem de plansee de beton armat post-tensionate. Aceasta solutie a permis reducerea grosimii planseelor de la 28 cm la 22 cm, reducerea de 6 cm reprezentand o micsorare a greutatii proprii a planseului cu 21,43%, deci s-a redus incarcarea la fiecare 1 m2 cu 150 kg.

In continuare vom descrie ce inseamna si ce presupune un planseu din beton armat precomprimat prin post-tensionare. Dupa cum spune si numele, precomprimarea elementului se obtine prin tensionarea reali­zata la finalul executiei acestuia (post-tensionare).

Un planseu din beton armat precomprimat prin post-tensionare repre­zinta un planseu clasic de beton armat unde armatura de rezistenta (armatura pasiva) este inlocuita, in mare parte, cu toroane (armatura activa) dispuse dupa doua directii ortogonale. Toroanele sunt denumite armatura activa deoarece, prin dispunerea lor in grosimea placii, participa la comprimarea elementului si la reducerea sagetii. Toroanele sunt reprezentate de gruparea a 3 sau 5 tendoane (in functie de necesitate) intr-o teaca zincata, tendonul fiind alcatuit din sapte fire impletite in forma de cablu, realizate din otel de inalta rezis­tenta (limita de curgere 1.860 MPa), cele sapte fire fiind protejate anticoroziv individual, iar manunchiul de sapte fire este protejat printr-un invelis de plastic.

In mod uzual, pentru planseele precomprimate prin post-tensionare, se folosesc cabluri care au diametrul nominal 12,9 mm – denumite generic T13 (aria manunchiului de fire fiind de aproximativ 100 mm2), si cabluri care au diametrul nominal 15,7 mm – denumite generic T15 (aria manunchiului de fire fiind de aproximativ 150 mm2). In cadrul grosimii placii toroanele sunt montate dupa o forma parabolica ajungand la partea superioara a placii in zonele de reazem si la partea inferioara in zonele de camp, reali­zand astfel reducerea sagetii acesteia.

Dupa cum am mentionat, toroa­nele sunt dispuse, de obicei, dupa doua directii ortogonale si anume: pe o directie se grupeaza in lungul liniei de descarcare a planseului (toroane grupate – banded tendons), iar pe cealalta directie sunt distribuite la un pas rezultat in urma calculelor (toroane distribuite – distributed tendons). In functie de deschiderea si incarcarea planseului rezulta grosimea acestuia si numarul de toroane necesare. O proiectare economica presupune ca toroanele, prin dispunere, prin forma parabolei si aria lor, sa contraba­lanseze aproximativ 80% din greutatea proprie a planseului si sa realizeze o compresiune in beton de peste 0,80 MPa. Prin modul lor de dispunere si prin montaj toroanele constituie si armatura de rezistenta pentru placa (armatura superioara in zonele de reazem si armatura inferioara in campul placii).

Prin precomprimarea elementului prin post-tensi­onare se reduce armatura necesara dispusa la partea inferioara (de obicei rezul­tand o plasa generala cu diametrul mic, dispusa la pas de 20 cm), si se elimina armatura de la partea superioara din campul placii (necesara in cazul placilor in sistem clasic pentru preluarea eforturilor din contractia betonului si limitarea deschiderii fisurilor).

In ceea ce priveste proiectul Green Gate, planseul de nivel curent a rezultat in urma dimensionarii cu o grosime de 22 cm, si s-au folosit tendoane T13 grupate cate 3 sau 5, astfel: toroanele distribuite sunt alcatuite din 3 tendoane T13, toroanele fiind dispuse la interax de 1,36 m; iar toroanele grupate sunt alcatuite din 5 tendoane T13, toroanele fiind dispuse in numar de patru, cate doua in stanga si dreapta stalpilor.

Ca armare pasiva, a rezultat la partea inferioara a placii o plasa generala f8 dispusa la pas de 20 cm pe doua directii ortogonale, iar la partea superioara in reazemul stalpilor un „capitel“ de armatura cu dimensiuni de 4 m x 4 m cu 20 bare f16. Este de mentionat faptul ca armatura din reazemul stalpilor a rezultat ca necesara nu din calculul la incovoiere pe reazem al placii, ci din calculul la strapungere conform normelor europene.

Ca solutie de proiectare/executie s-a ales ca planseul sa nu fie „legat“ prin post-tensionare de nucleele centrale ale cladirii deoa­rece aceasta ar fi condus la eforturi suplimentare asupra stalpilor, intrucat la post-tensio­narea placii stalpii ar fi urmat deformatia placii catre zona nucleului foarte rigid si exista posibilitatea aparitiei de fisuri importante in zona de conexiune placa-stalp. S-a realizat, astfel, un rost de turnare armat corespunzator in jurul nucleelor centrale, care s-a betonat ulterior procedeului de post-tensionare a placii si consumarii deformatiilor induse.

Planseele post-tensio­nate s-au executat in doua etape: in prima etapa s-a tras de toroane cu o forta egala cu 20% din forta maxima capabila a tendonului – aceasta prima etapa realizandu-se astfel incat sa contracareze aparitia fisurilor din contractia betonului la varste timpurii, iar a doua etapa de tragere, la forta maxima de tragere, adica 80% din forta maxima capabila a tendonului. Pentru prima etapa de tragere, betonul trebuie sa prezinte o rezistenta minima de 15 MPa pe cub (12 MPa pe cilindru), iar la tragerea finala rezistenta betonului pe cub trebuie sa fie minimum 23 MPa (18 MPa pe cilindru). Dupa masurarea si veri­ficarea alungirii tendoanelor, se procedeaza la injectarea de mortar in canale toroanelor.

In ceea ce priveste avantajele planseelor post-tensionate, amintim urmatoarele: realizarea unor placi tip dala cu grosimi mai mici decat dala in sistem clasic (rezulta, astfel, greutati mai mici, cu beneficii la nivelul structurii principale de rezistenta), realizarea rapida a cofrajului, montare facila si rapida a armaturii pasive (armatura de la partea inferioara se poate realiza din plase sudate, lipsa necesarului de armatura la partea superioara in campul placii), montare rapida a toroanelor, decofrare mai rapida. Chiar daca implica o tehnologie speciala de executie, prin economia de materiale costurile unui planseu post-tensionat nu vor depasi costurile de executie ale unui planseu realizat in sistem clasic.

Calculul placii post-tensionate s-a facut cu programul Adapt Floor PRO, program care furnizeaza, ca rezultate, eforturi de compresiune in planseu, procentul din greutatea proprie contrabalansata, diagrame de forte si eforturi in lungul fasiilor de descarcare a planseului, sageata calculata in starea fisurata luand in considerare curgerea lenta a betonului etc.

In figurile urmatoare prezentam cateva rezultate din modelul de calcul.

Nota: Din motivele pe care le-am expus mai sus in zona centrala nu exista precomprimare. Tocmai de aceea, programul afiseaza cu roz aceste zone (este va­labil si pentru zona de placa a nucleului din dreapta care s-a realizat in sistem clasic). Celelalte zone marcate cu roz de program se afla, ca efort mediu de compresiune, in jurul valorii de 0,70 MPa – indicand ca post-tensi­onarea in zona respectiva este usor mai putin eficienta si este posibil sa avem nevoie de mai multa armatura pasiva.

 

Concluzii

Structura de rezistenta a cladirii de birouri „GREEN GATE OFFICE BUIDING“ se inscrie in parametrii optimi, din punct de vedere tehnic si economic. Pentru aceasta cladire un factor hotarator a fost obtinerea unui cost cat mai redus al investitiei, simultan cu imbunatatirea solutiei arhitecturale.

Pe baza temei arhitecturale propu­se, au fost analizate diferite solutii pentru struc­tura de rezistenta a cladirii de birouri. A rezultat ca solu­tia optima din punct de vedere structural, functional si tehnico-economic, este structura cu pereti structurali din beton armat, plansee post-tensio­nate si executia excavatiei in sistem „top-down“, coroborata cu optimizarea solutiei pentru incinta de pereti mulati. Solutia in sistem „top-down“ a permis reducerea costurilor infrastructurii si a termenelor de executie prin eliminarea lucrarilor aferente sprijinirilor metalice si executia concomitenta, pe tronsoane, a mai multor nivele de infrastructura.

Folosirea planseelor tip dala post-tensionata a permis reducerea greutatii proprii a suprastructurii si, in consecinta, a incarcarilor seimice, amplasarea facila a traseelor de instalatii pe intreaga suprafata a nivelelor supraterane, reducerea semnificativa a termenelor de executie datorita, in principal, simplitatii de realizare a cofrajelor si a armaturii active si pasive. 

Autori:
ing. Mandi BRUCHMAIER,
ing. Bogdan GAGIONEA,
ing. Ionel BONTEA,
ing. Ionel BADEA,
ing. Dragos MARCU,
ing. Madalin COMAN – SC POPP & ASOCIATII SRL 

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 116 – iulie 2015, pag. 10

 



Daca v-a placut articolul de mai sus
abonati-va aici la newsletter-ul Revistei Constructiilor
pentru a primi, prin email, informatii de actualitate din aceeasi categorie!
Share

Permanent link to this article: http://www.revistaconstructiilor.eu/index.php/2015/07/04/realizarea-structurii-de-rezistenta-a-imobilului-de-birouri-green-gate-office-building-bucuresti-ii/

Lasă un răspuns

Adresa de email nu va fi publicata.