Green Court Bucharest (II). Ansamblu de cladiri pentru birouri certificat LEED GOLD, performanta in proiectare si executie

(Continuare din nr. 123, martie 2016)

Prezentarea structurii de rezistenta

Infrastructura

In faza studiului de fezabilitate s-au analizat mai multe variante pentru sistemul de fundare, dupa cum urmeaza:

• Radier de 1,80 m sub nuclee si pereti si 1,00 m in rest si plansee post-tensionate de 22 cm in supra­structura;
• Radier de 1,20 m general + piloti cu diametrul de 1,20 m sub nuclee si pereti si plansee post-tensionate de 22 cm in suprastructura;
• Radier de 1,20 m general + piloti cu diametrul de 1,20 m sub nuclee si pereti in sistem top-down si plansee post-tensionate de 22 cm in suprastructura;
• Radier de 1,50 m sub nuclee si pereti si 1,00 m in rest si plansee din grinzi metalice si placa din beton armat in suprastructura;
• Radier de 1,30 m sub nuclee si 1,00 m in rest si plansee post-­tensionate de 22 cm in supra­structura, in solutia de izolare a bazei.

Varianta finala s-a ales tinandu-se cont, simultan, de aspectele financi­are si tehnologice.

Alcatuirea fundatiei constructiei si a legaturii acesteia cu suprastructura asigura conditia ca intreaga cladire sa fie supusa unei excitatii seismice cat mai uniforme.

Infrastructura este alcatuita din intregul sistem de fundare, impreuna cu cele 3 niveluri subterane aferente cladirilor. Referitor la sistemul de fundare, solutia consta in realizarea unui radier general, executat in mod direct in stratul de nisip cu pietris, la cotele absolute 77,05 m si 77,85 m RMN, cote ce includ si straturile de egalizare de sub radier.

Avand in vedere incarcarile mari transmise de suprastructura cladirilor proiectate, zona de radier aferenta acestora a fost dimensionata la o grosime de 180 cm, astfel incat sa fie capabila sa preia, in domeniul elastic de comportare, atat incarcarile gra­vitationale cat si pe cele provenite din actiunea seismica. Radierul aferent doar infrastructurii a fost dimensi­onat la o grosime de 100 cm, astfel incat sa fie capabil sa preia incarcarile gravitationale provenite din cele trei niveluri ale infrastructurii.

Structura de rezistenta a infrastructurii a fost realizata prin conti­nu­area sub cota parterului a elementelor principale din suprastructura. La proiectarea infrastructurii, fortele transmise de suprastructura sunt cele care corespund mecanismului structural de disipare a energiei. Aceasta solutie de realizare a structurii de rezistenta solicita elementele portante ale infrastructurii cu valori mari ale fortei axiale si de moment. Din acest motiv, precum si din necesitatea sustinerii planseelor aferente subsolurilor, in zonele care nu au corespondent in suprastructura, au fost prevazuti pereti si stalpi suplimentari din beton armat, astfel incat infrastructura, ca ansamblu, sa se comporte ca o cutie rigida si sa ramana in domeniul elastic de comportare.

In prima instanta radierul a fost analizat in doua ipoteze de incarcare: prima, dupa executarea infrastructurii celor doua cladiri si a suprastructurii cladirii A, si a doua, dupa realizarea suprastructurii cladirii B.

O situatie particulara a acestui proiect este reprezentata de executia in etape diferite a suprastructurilor a doua cladiri pe o infrastructura comuna. Aceasta etapizare genereaza stari de eforturi mari si greu controlabile, eforturi generate de tasarile diferentiate ale terenului la limita dintre cele doua corpuri. Din acest motiv, s-a optat pentru executia unui rost atat la nivelul radierului, cat si al celor trei plansee aferente infrastructurii, intre axele I si J. Rostul va fi de tip articulatie, el urmand sa nu preia momentul incovoietor, insa sa fie capabil sa preia fortele taietoare generate de tasarile diferentiate.

Solutia implica montarea, in planul orizontal al radierului si al planseelor, a unor elemente speciale din otel inoxidabil de inalta rezistenta. La partea inferioara si superioara a elementelor orizontale vor fi montate benzi speciale cu rol de realizare a hidroizolatiei.

Acoperirea cu beton a armaturii este de 5 cm.

La dimensionarea infrastructurii au fost luati in considerare urmatorii coeficienti Winkler (coeficientii de rigiditate), determinati pe baza tasa­rilor calculate:

Coeficienti de rigiditate pe talpa radierului:

• in regim static – k_s = 9.000 kN/m3;
• in regim dinamic – k_s = 27.000 kN/m3.

Coeficienti de rigiditate axiala ai peretelui de incinta:

• in regim static – K = 30 MN/m;
• in regim dinamic – K = 90 MN/m.

Pe suprafata laterala (verticala) a incintei din pereti mulati, coeficientul de pat in directia orizontala, k_h, se poate accepta cu o variatie liniara cu adancimea, avand, la cota bazei radierului, valoarea maxima: k_h = k_s.

Grosimea planseelor este de 30 cm la nivelul subsolurilor 3 si 2, respectiv 35 cm si 40 cm la nivelul subso­lului 1. Pe conturul incintei, solutia de rezemare aleasa este directa pe pere­tele de contur de 30 cm grosime.

Planseele de subsoluri au fost dimensionate si conformate pentru transmiterea eforturilor din planul lor (efectul de saiba), provenite atat din sarcinile orizontale (seism, vant, impingerea pamantului asupra pere­tilor de incinta din infrastructura, presiunea hidrostatica pe peretele de incinta) cat si din sarcinile verticale.

Acestea din urma provin din:

1. componenta verticala a sarcinii seismice;
2. incarcari permanente datorate greutatii proprii a structurii dar si a straturilor de finisaj (trotuare locale, respectiv straturi alternante din pamant in zonele verzi si din beton,
   sape, dale de piatra si tot ceea ce include zona pietonala din jurul cladirilor);
3. incarcari provenite din instalatii;
4. incarcari locale din zonele de spatii cu destinatie tehnica, rezervoare etc.;
5. incarcari utile in zonele de parcaje;
6. a fost considerata o sarcina exceptionala datorata masinii de pompieri de 44 tone, distribuite pe 3 osii (fiecare purtand aproximativ 14,7 tone).

Toate aceste valori reprezinta incarcari in faza de exploatare.

Controlul fisurarii este o proble­ma importanta, in special pentru placile de infrastructura. Controlul fisurarii se poate face cu armatura suplimentara, dar aceasta metoda nu asigura pe deplin ca nu vor aparea fisuri in placile de supra­structura, avand in vedere ca fenomenul de contractie este foarte complex si foarte dificil de controlat.

Un factor decisiv in evolutia feno­menului de contractie este tipul de ciment utilizat. In prezent, pe piata din Romania exista doar cimenturi compozite cu un procent important de adaosuri. Acest procent important de adaosuri materiale conduce la utilizarea unei cantitati mari de ciment in compozitia betonului si amplifica fenomenul de contractie. Din acest punct de vedere, consi­deram ca este necesar sa stabilim retetele de betoane impreuna cu producatorii lor, pentru fie­care tip de element in parte.

Ca alternativa la controlul fisu­rarii folosind armaturi suplimentare, pro­punem o limita mai relaxata privind dimensiunea deschiderii fisurilor. Deschiderea fisurilor pentru placile de infrastructura, din incarcari si din contractii, se va limita la 0,3 mm. Fisurile mai mari de 0,3 mm se vor injecta iar la partea superioara a placilor de infrastructura se va aplica o hidroizolatie si se va proteja cu o membrana elastica care sa asigure etansarea infrastructurii.

In ceea ce priveste pregatirea fazei 2 a proiectului, mai specific pentru suprastructura cladirii B, stalpii s-au executat pana la nivelul cotei zero, in timp ce diafragmele de beton armat s-au turnat pana la intradosul planseului peste parter.

Pentru toate elementele verticale care se continua in suprastructura si au armatura cu diametrul mai mare sau egal cu 25 mm, s-au lasat mustati prevazute cu cuple meca­nice pentru asigurarea continuitatii acestora, mustati protejate prin mij­loace specifice.

Suprastructura corp A

Pentru suprastructura au fost studiate, de asemenea, in cadrul studiului de fezabilitate mai multe variante de structuri de rezistenta.

Mai jos sunt prezentate succint variantele analizate:

1. pereti structurali cu grosimea de 60 cm si stalpi de 80 cm x 80 cm din beton armat. Planseul in suprastructura a fost analizat pentru aceasta varianta in 2 solutii diferite, si anume:
2. a) in sistem post-tensionat cu grosimea de 22 cm;
3. b) fasii cu grosimea de 30 cm si legatura dintre fasii cu planseu de 18 cm, armat cu bare independente de armatura.
4. structura metalica formata din stalpi cruce de malta 2xHEM900, 2xHEB900, 2xHEA900 si contravantuiri pe 2 niveluri in forma de X, iar restul stalpilor cruci de malta 2xHEM450, 2xHEB450, 2xHEA450. Planseul este in sistem compozit alcatuit din grinzi principale IPE500 si secundare IPE400, cu o placa din beton armat turnata monolit cu grosimea de 15 cm.

iii. Sistem dual cu pereti avand grosi­mea de 40 cm si cadre din beton armat (stalpi de 80 cm x 80 cm si grinzi 40 cm x 65 cm) cu planseu monolit cu grosimea de 17 cm.

In urma studierii, din punct de vedere tehnologic si financiar, a variantelor prezentate s-a conclu­zionat ca solutia optima este ib).

Structura de rezistenta a supra­structurii este alcatuita din pereti structurali din beton armat cu dimensiunile de 60 cm si din stalpi din beton armat de 80 cm x 80 cm.

Avand in vedere ca peste 95% din forta seismica este preluata de sistemul de pereti, stalpii au doar rol de a prelua sarcinile gravitationale.

S-a avut in vedere satisfacerea unor conditii care sa confere acestor elemente o ductilitate suficienta, pentru ca structura in ansamblu sa permita dezvoltarea unui mecanism structural favorabil de disipare a energiei. Principalele masuri legate de dimensionarea si armarea pere­tilor structurali, prin care se urma­reste realizarea acestei cerinte, sunt:

• adoptarea unor valori ale eforturilor de dimensionare care sa asi­gure, cu un grad mare de credibilitate, formarea unui mecanism structural de plastificare cat mai favorabil;
• moderarea eforturilor axiale de compresiune in elementele verticale si, mai general, limitarea dezvoltarii zonelor comprimate ale sectiunilor;
• moderarea eforturilor tangen­tiale medii in beton, in vederea eli­minarii riscului ruperii betonului la eforturi unitare principale de forfecare.

Prin calculul eforturilor de dimensionare pentru peretii din beton armat a rezultat ca zona de disipare a energiei seismice (zona A) este distribuita pe inaltimea parterului si a etajului 1. De la etajul 2 in sus, precum si in infrastructura, se pas­treaza o comportare in domeniul elastic de solicitare.

Dimensiunile peretilor au rezultat mai putin din conditia de limitare a deplasarilor relative de nivel si mai mult din forma partiului arhitectural si a formei atipice a cladirii. S-a avut in vedere angrenarea maselor modale in proportie de peste 60% in primele 2 forme proprii de vibratie pe cele doua directii ortogonale. Astfel, schema structurala propusa confera structurii o comportare dinamica buna, cu diferente minime intre centrul maselor si centrul de rasucire, deci cu efecte torsionale reduse.

In cadrul acestui sistem de elemente verticale, stalpii au rolul de a sustine gravitational elementele orizontale. Fortele orizontale sunt preluate aproape integral de pereti. La stalpii astfel calculati este de asteptat o comportare elastica, reali­zandu-se si un calcul si o verificare in ipoteza actiunii seismului. Dimensiunile geometrice ale stalpului au rezultat in functie de nivelul de incarcare cu forta axiala, atat din gruparea fundamentala cat si din cea speciala. Pentru dimensionarea stalpilor s-a folosit curba de interactiune N-M, ca si in cazul peretilor. Stalpii au o incarcare moderata la forta taietoare, care este preluata in proportie foarte mare de pereti. Prin urmare, atat armatura verticala cat si cea orizontala a rezultat din condi­tiile minimale impuse de codurile in vigoare.

Peretii structurali s-au armat, in principal, cu armatura concentrata pe capetele acestora, sub forma de carcase armate cu bare de armatura cu diametrul maxim ajungand la f32 mm S500, iar numarul de randuri de armatura in camp si carcase a fost de maximum 4. Barele armaturilor din pereti au fost montate continuu, pe toata inaltimea subsolului 1 si a parterului.

Avand in vedere diametrul mare al armaturilor din carcasele peretilor, inaltimea zonei potential plastice si conditiile impuse de cod in ceea ce priveste lungimea de suprapunere a barelor de armatura, pentru reali­zarea continuitatii acestora, s-au folosit cuple mecanice (lucru valabil si la nivelul infrastructurii). Cuplele au avut urmatoarele diametre de bare: f25 si f32. La nivelul mus­tatilor din radier, cuplele mecanice s-au folosit doar pentru barele de diametru f32.

Sistemul orizontal este format din fasii cu grosimea de 30 cm in dreptul axelor principale. Planseul de legatura al fasiilor are grosimea de 18 cm. Fasiile au latimea de 1,5 m pe conturul exterior al planseului si, in gene­ral, de 3 m latime in deschiderile centrale, acestea fiind turnate in solutie monolita.

Circulatia pe verticala s-a realizat prin intermediul a trei scari si cinci lifturi.

Pentru cladirea A s-a utilizat beton de clasa C35/45. Armaturile folosite au fost confectionate din BST 500S clasa de ductilitate C si SPPB, pentru armarea planseelor de suprastructura. Imbinarile armaturilor elastice f32 si f25, din peretii din beton armat s-au realizat prin cuple mecanice iar restul armaturilor prin suprapunere.

Suprastructura corp B

Cladirea B are conformarea ase­manatoare cu cea a cladirii A.

Diferenta este facuta de cele prezentate mai jos:

• o particularitate a corpului B o reprezinta solutia de armare a grinzilor de cuplare din ax 7’. Avand in vedere inaltimea mare a cladirii si forma atipica si fiind limitati de golurile de usi aferente lifturilor din nucleul central, pentru a mentine grinzile de cuplare in domeniul elastic s-a optat pentru realizarea acestora cu tole metalice cu grosimea maxima de 40 mm si inaltimea de 2.100 mm pentru parter, respectiv 1.100 mm la etajele superioare.
• Pe fatada nordica s-a dorit o consola de aproximativ 4 m, ceea ce a condus la completarea solutiei gene­­rale de planseu cu fasii cu grinzi vutate cu dimensiunea de 60 cm latime si inaltimea variabila de la 75 cm la 40 cm.
• Pe latura de sud s-a dorit elimi­narea elementelor verticale de pe fatada; astfel, s-a impus aparitia unor contrafise metalice din teava rotunda TV406x20 mm, dezvoltate pe inaltimea parterului si etajului 1.

Scurte consideratii privind calculul structurii cladirii A

Calculul structurii de rezistenta s-a efectuat atat sub sarcini gravitationale cat si sub sarcini orizontale datorate actiunii seismului si vantului.

Pentru cladirea prezentata, avand in vedere rigiditatea mare, solici­tarea care dimensioneaza la sarcini orizontale este seismul.

Programul de calcul utilizat pentru modelarea structurii de rezistenta a fost ETABS, program de calcul dezvoltat de catre CSI Berkeley S.U.A.

Dimensionarea elementelor de incinta s-a realizat cu programul de calcul PLAXIS 2D.

Pentru actiunea seismica s-a folosit, alaturi de analiza bazata pe spectre de raspuns, si analiza cu forte statice echivalente, pentru a putea determina suprapunerea corecta a fortelor din peretii de beton armat.

Conform P100-1-2006, factorul de comportare conside­rat la dimensionarea structurii are valoare q = 4, aferent unei structuri cu elemente verticale tip diafragme.

Factorul de importanta al cladirii, ll = 1,2, corespunde clasei a II-a – cladiri a caror rezistenta seismica este importanta sub aspectul consecintelor asociate cu prabusirea sau avarierea grava: cladiri de locuit si publice avand peste 400 persoane in aria totala expusa.

Greutatea suprastructurii cladirii A este de 264.876 kN, rezultand o forta taietoare de baza de 43.300 kN.

Conform analizei modale efectuate rezulta ca primul mod de translatie este cel transversal iar aportul masei este de aproximativ 67% cu o perioada de 1,24 s. Al doilea mod este translatie in sens longitudinal si concentreaza 68% din masa structurii si o perioada de 1,00 s. Modul 3 de vibratie reprezinta torsiune, antreneaza 68% din masa structurii si are perioada de 0,84 s.

Din punct de vedere al rigiditatii laterale putem spune ca avem de-a face cu o structura rigida, cu o deplasare relativa de nivel cores­punzatoare starii limita de serviciu de maximum 4,92‰ pentru directie longitudinala, respectiv 3,62‰ pentru directia transversala. La starea limita ultima, valoarea maxima a deplasarii relative de nivel este de 1,31%, respectiv 1,29%.

Rigiditatea ridicata a structurii s-ar traduce prin costuri reduse ale solu­tiilor de prindere a fatadei cortina.

Principalii coeficienti de consum pentru structura de rezistenta a cladirii A

Infrastructura
Consum kg armatura / mc beton in radier = 117 kg/mc;
Consum kg armatura / mc beton in pereti = 162 kg/mc;
Consum kg armatura / mc beton in planseu S2 si S3 = 110 kg/mc;
Consum kg armatura / mc beton in planseu S1 = 119 kg/mc;
Consum TOTAL kg armatura / mc beton = 124 kg/mc;
Consum TOTAL mc beton / mp suprafata construita = 1,00 mc/mp.

Suprastructura
Consum kg armatura / mc beton in pereti = 149 kg/mc;
Consum kg armatura / mc beton in plansee = 125 kg/mc;
Consum TOTAL kg armatura / mc beton = 149 kg/mc;
Consum TOTAL mc beton / mp suprafata construita = 0,40 mc/mp.

Infrastructura + Suprastructura
Consum TOTAL kg armatura / mc beton = 134 kg/mc;
Consum TOTAL mc beton / mp suprafata construita = 0,61 mc/mp.

Concluzii

Practica moderna de proiectare si executie prevede necesitatea rea­lizarii incercarilor preliminare in teren si monitorizarea structurala atat in faza de executie, cat si in faza de exploatare. Riscurile afe­rente acestor lucrari sunt reduse semnificativ, prin monitorizarea atenta si corecta a structurilor proiectate si a constructiilor invecinate, permitand sa se intervina din timp in cazul in care se remarca evolutii negative ale deplasarilor.

Pe baza rezultatelor testelor preliminare din teren – in cazul de fata, testele pe ancorajele de teren – lucrarea poate fi redimensionata. Insa, deoarece parte din sistemul de sustinere este deja executat in momentul realizarii ancorajelor de proba, reproiectarea poate fi permisa cu anumite limitari. Deci, se poate recomanda ca acest lucru sa fie luat in considerare din fazele initiale de proiectare.

De obicei, rezultatele testelor sunt pozitive iar eventualele corectii pot conduce la economisiri (lungimea zonei de ancorare, distanta dintre ancorajele de teren – daca este posibil, cantitati de materiale etc.). In cazul de fata, fiind vorba de aproape 200 de ancoraje de teren, s-a redus cantitatea de ciment injectata cu pana la 0,3 tone si, probabil, cate o zi de reinjectare pentru fiecare ancoraj de teren.

Incercarile si masuratorile pot face parte dintr-un studiu de specia­litate prin care se poate optimiza modelul de calcul, se pot reduce costurile de executie ale constructiei noi sau de interventie sau reparatie asupra cladirilor existente si chiar imbunatatirea prevederilor normelor de proiectare si executie.

Modelul de lucru BIM este, fara doar si poate, un sistem care va avea din ce in ce mai multa cautare si va fi impus, in primul rand, de catre investitorii straini. Acest sistem reduce costurile de proiectare si elimina erorile care in trecut se descopereau abia in faza de executie. Programele care ofera facilitatea BIM sunt intr-o continua dezvoltare si adaptare la cerintele proiectantilor si executantilor, usuran­­du-le colaborarea. Sunt premise ca intr-un viitor nu foarte indepartat plansele printate sa fie o amintire, fiind inlocuite de cele digitale, care vor contine mult mai multe informatii.

Principiul „Safety by Design“ identifica si reduce riscurile, prin implementarea de solutii adecvate inca din stadiul de proiectare.

De asemenea, se urmareste gasirea de solutii tehnice pentru usurarea si rapiditatea executiei, cum ar fi pereti de compartimentare transformati din zidarie in beton slab armat, luandu-se masuri astfel incat sa nu aiba un efect defavorabil asupra comportarii structurii cladirii.

Dispozitivele mecanice de cuplare a armaturilor usureaza executia si scad riscul manipularii armaturilor cu dimensiuni mari; mai mult, elimina imbinarea prin sudura pentru armaturi cu diametre mai mari de 25 mm.

Dezvoltatorul Skanska a venit cu principii moderne si inovative pentru piata romaneasca, ceea ce a reprezentat o provocare, atat in procesul de proiectare cat si in executie si in urmarirea acesteia din partea proiectantului. Iar acest lucru nu poate sa fie decat benefic pentru dezvoltarea profesionala si etica, atat a companiilor de proiectare, cat si a celor de executie care au participat la indeplinirea obiectivului propus.

Bibliografie

• NP 114-04: Normativ privind proiectarea si executia excavatiilor ancorajelor de teren;
• NP 120-06: Normativ privind cerintele de proiectare si de executie a excavatiilor adanci in zone urbane;
• NP 124:2010: Normativ privind proiectarea geotehnica a lucrarilor de sustinere;
• SR EN 1537:2002: Executia lucrarilor geotehnice speciale. Ancoraje in teren;
• Draft EN ISO 22477-5 (2009). Geotechnical investigation and testing – Testing of geotechnical structures – Part 5: Testing of anchorages;
• SR EN 1997-1:2004: Eurocod 7: Proiectarea geotehnica. Partea 1: Reguli generale;
• A. Ene, D. Marcu, H. Popa, (2013), Monitorizarea unei excavatii adanci din Bucuresti sustinuta prin pereti ingropati ancorati. Revista Romana de Geotehnica si Fundatii – Nr. 2/2013;
• A. Ene, D. Marcu, H. Popa, (2014), Monitoring of a deep excavation from Bucharest sustained by anchored diaphragm walls. Manuscris predat pentru publicare;
• A. Ene, D. Marcu, H. Popa, (2014), Testing of ground anchorages for a deep excavation retaining system in Bucharest. Manuscris predat pentru publicare;
• C. Merrifield, O. Moller, B. Simpson, E. Farrell, (2013), European practice in ground anchor design related to the framework of EC7;
• P100/1-2006: Cod de pro­iec­tare seismica – Partea I – Prevederi de proiectare pentru cladiri;
• SR EN 1992-1-1/2006: Proiec­tarea structurilor de beton – Reguli generale si reguli pentru cladiri;
• CR2-1-1.1/2004: Cod de proiec­tare a constructiilor cu pereti structurali de beton armat;
• SR EN 1990:2004: Bazele pro­iectarii structurilor;
• SR EN 1991-1-1-2004: Actiuni asupra constructiilor: Actiuni gene­rale – Greutati specifice, greutati proprii, incarcari utile pentru cladiri. 

Autori:
ing. Mihai BITA,
ing. Sorin VASILE,
ing. Ionel BADEA,
ing. Dragos MARCU,
ing. Madalin COMAN – SC POPP & ASOCIATII SRL
ing. Alexandra ENE – SC POPP & ASOCIATII – INGINERIE GEOTEHNICA SRL

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 124 – aprilie 2016, pag. 12