Concepte, teorii si modele care imbunatatesc criteriile de performanta pentru constructiile existente

De la inceputul secolului XXI are loc o actiune sustinuta (mai ales in SUA) de evaluare probabilistica a performantei seismice a constructiilor.

Exprimarea riscului seismic pe baze probabilistice, inceputa in a doua parte a secolului XX, capata, tot mai clar si concret, aspect practic, folositor abordarii a ceea ce inseamna conceptul de rezilienta seismica.

Eurocodurile tind sa tina pasul cu acest curent de innoire, iar noi trebuie sa facem la fel, plecand de la imbunatatirea normativului P100/3-2008 si a metodologiei MP025-04, care se adreseaza constructiilor existente si care oricum au precedat, la randul lor, etape de innoire, inaintea normativelor noi pentru constructii.

 

Rezilienta seismica

Definitia rezilientei, conform celei date de ONU in 2005, este: „Capacitatea unui sistem, comunitate sau societate, potential expuse la hazard, sa se adapteze, sa reziste sau prin schimbare, sa ridic02e sau sa mentina un ritm acceptabil al functiunii sau a structurii.”

Rezilienta seismica se defineste, deci, ca fiind capacitatea unui sistem de a mentine nivelul de functionalitate sau performanta dupa afectarea in urma unui cutremur (fig. 1, 2).

O observatie de ordin general este aceea ca limita de la care se poate pleca pentru refacere este 50% din capacitatea initiala, ceea ce defineste si conceptul acceptabil de robustete pana la care constructia afectata poate cobori. Acest aspect corespunde, oarecum, abordarii simplificate prin conceptul nostru R – cu valoarea minima de 0,5 –, sau abordarii de complexitate medie in care marimea R, proprie rezistentei constructiei, poate cobori pana la valoarea de 0,5 fata de aceea a unei constructii noi, dar care este completata cu deformabilitatea globala a acesteia, pusa in evidenta pentru un sistem cu un singur grad de libertate, cu ajutorul relatiei infasuratoare forta rotire relativa S-δ/H (fig. 3).

Modelul de evaluare prin calcul propriu a rezilientei seismice pleaca de la metodele bazate pe cerinte de performanta, respectiv nivelurile de performanta.

Acestea sunt 4 la numar, sau, condensand prima cu a doua, 3 la numar, mai precis nivelurile: 1) operational, 2) ocupare imediata, 3) siguranta vietii, 4) prevenirea colapsului (prabusirii).

Conform propunerilor facute de FEMA inca din anii 90 ai secolului trecut, pentru actiunea seismica, acestea sunt aproximativ corespunzatoare hazardului definit prin intervale medii de recurenta pentru probabilitatea de depasire in decursul perioadei de timp normate de 50 de ani pentru constructii, respectiv de: 1) 75 ani, 50% / 50 ani, 2) 125 ani, 20% / 50 ani, 3) 475 ani, 10% / 50 ani, 4) 2.500 ani, 2% / 50 ani pentru structurile constructiilor noi. Pentru structurile constructiilor existente acestea se reduc cu o treapta.

In tara noastra acestea sunt adaptate in normativul P100/3-2008, unde se condenseaza nivelurile 1 cu 2 la limitarea degradarilor 1+2) 40 ani, 70% / 50 ani, siguranta vietii 3) 100 ani, 40% / 50 ani, prevenirea colapsului 4) 475 ani, 10% / 50 ani. Plecand de la acceleratiile de baza date in P100/1-2006, aceasta inseamna interval mediu de recurenta de 100 ani sau 40% / 50 ani probabilitate de depasire in 50 de ani, sau  coeficientii, factori de performanta, aplicabili cerintei date de hazard de 0.65 pentru nivelul siguranta vietii (asociat starii limita ultime) si 1,0 pentru prevenirea colapsului (prabusirii), fata de 1,0 si respectiv 1,5 cat sunt date in P100/1-2006.

Rezilienta unui sistem cere, pe de o parte, sa existe 1) o probabilitate redusa de prabusire 2) consecinte de disfunctionalitate reduse 3) timp de refacere cat mai redus sau, asa cum definesc rezilienta in patru termeni Bruneau si Reinhorn, robustete, redundanta, resurse suficiente, rapiditate, care se refera la aspectele tehnice, organizatorice, sociale si economice.

Pe de alta parte, sunt critici si discutii care arata ca anumite niveluri de robustete si redundanta admise in momentul de fata sunt necorespunzatoare si ca acestea ar trebui mai bine controlate si dozate corespunzator. Practic, aceasta inseamna ca zonele critice, sau zonele plastice,  nivelurile de ductilitate mari, deformatiile plastice reziduale cumulate pentru factori de comportare q mari, conduc, de multe ori, la situatii in care structurile si constructiile sa nu mai poata fi reparate, recuperate, dupa un cutremur major.

Modelul de calcul cunoscut in momentul de fata ca fiind cel mai cuprinzator pentru evaluarea sigurantei pentru rezilienta seismica este cel care, in terminologia americana, este cel de primul ordin probabilistic, iar in terminologia noastra CR0-2012, metoda probabilistica aproximativa (de nivel II) cu variabile reprezentate de functii liniare.

Aceasta metoda probabilistica aproximativa de nivel II, care reclama existenta a trei variabile aleatorii – intensitatea seismica spatiala corelata, raspunsul structurii si timpul post-hazard de recuperare – necesita existenta unei noi generatii de cerinte de performanta care sa ajute la realizarea acestui model complex.

In rezumat, pentru capitolul despre rezilienta seismica se subliniaza faptul ca proiectarea bazata pe cerinte de performanta si criteriul de conformitate (acceptare) a fost initiata in SUA incepand cu anul 1990 si finalizata in 2007 sub forma de cod ASCE, pornind de la nivelurile de perfomanta 1) operational, 2) ocupare imediata, 3) siguranta vietii si 4) prevenirea colapsului.

Pentru fiecare dintre aceste niveluri au fost stabilite cerintele date de hazardul seismic, cu probabilitate de nedepasire de 2% / 50 ani, 10% / 50 ani, 20% / 50 ani si 50% / 50 ani si apoi, acestea comparate cu capacitatile, folosind criteriul de acceptare (conformitate) asociat starilor limita sau nivelului II probabilistic de evaluare a sigurantei. Factorii de performanta erau aproximativ 1,5, 1,0, 0,5, 0,33.

In anul 2004 noi am propus pentru constructiile monumente istorice si apoi in Eurocod 1998-3-2005, respectiv P100-3/2008, sa fie folosite trei niveluri de performanta asociate starilor limita de precolaps (prevenire a prabusirii 10% / 50 ani IMR 475), starii limita ultime (siguranta vietii 40% / 50 ani, IMR 100 ani) si starii limita de limitare a degradarilor (70% / 50 ani, IMR 40 ani). Factorii de performanta sunt, in acest caz, in echivalentul constructiilor noi, prin factorii de performanta din P100-1/2006, 1,5, 1,0 si 0,65.

Se subliniaza ca, atat in abordarea initiala americana cu 4 niveluri, cat si in abordarea Eurocod 1998-3 si P100/3 – 2008, starile limita, respectiv nivelurile de performanta pentru constructiile existente, sunt decalate cu o clasa in jos, in sensul in care factorul de performanta de baza devine 0,65 in loc de 1,0. Acest factor 0,65 in loc de 1,0 este cel care stabileste nivelul de siguranta (performanta) minim acceptat si este asociat starii limita de siguranta a vietii pentru toate constructiile existente.

 

Generatia noua de cerinte de performanta seismica si criterii de conformitate (acceptare) pentru constructii

Conceptul de rezilienta seismica, dezvoltat in capitolul precedent, a aratat ca, in momentul de fata, societatea este interesata de a avea la dispozitie, din partea profesiunii noastre, concepte, modelari si realizari care sa arate nivelul de performanta seismica a constructiilor, completate cu aspectele economice prin costuri si timp si de recuperare pentru interventiile post seismice, efectuate pe durata existentei lor.

Aceasta presupune modelari si apoi evaluari analitice prin calcul de o complexitate din ce in ce mai ridicata.

Pentru aceasta noua generatie de cerinte de performanta, in SUA a fost initiat, incepand cu anul 2000, un amplu program de cercetare care s-a concretizat in propunerea de metodologie (cod model) FEMA P-58-1, P58-2, P-58-3-2012, acestea urmand sa fie finalizate prin coduri de tip ASCE.

Diferenta fata de precedenta generatie consta in aceea ca noua generatie se inscrie in terminologia Eurocod, respectiv CR0-2012, in metoda probabilistica de nivel II pentru evaluarea sigurantei si in final, performanta constructiilor, in cazul de fata, performanta seismica.

Asa cum sunt trecute la capitolul de introducere din P-58-1, principiile metodologiei sunt urmatoarele:

„Performanta este definita in termeni probabilistici pentru numarul de victime, necesitatea de interventii structurale, a costului acestora, a timpul de interventii si a gradelor de avariere, definite pe principiul specificarii nivelului posibil de ocupare folosit la inspectiile post-seismice.

Performanta poate fi evaluata pentru un anumit tip de cutremur sau intensitate sau considerand toate cutremurele care pot aparea, cu probabilitate de aparitie a fiecaruia pentru o perioada de timp specificata.”

Esential este aspectul folosirii conceptelor si metodelor probabilistice de evaluare, tehnici de evaluare de tip Monte Carlo, luarea in considerare a incertitudinilor de tip aleatoriu sau epistemice. Aceasta se poate ilustra printr-o schema simplificatoare pentru actuala generatie de coduri si prin figura 4, cea noua reprodusa din [3].

In figura 5, reprodusa tot din [3], care arata schematic principiile noii generatii, coeficentul de colaps (CMR = colaps margin ratio, respectiv Acceptable ACMR – coeficientii acceptati, comparati cu coeficientii ajustati), sunt parametri tratati in aceasta noua generatie tot prin evaluari probabilistice.

Pentru determinarea ACMR, coeficientii de colaps ajustati, este necesar sa se determine totalul dispersiilor date de incertitudinile epistemice, care se calculeaza cu expresia generala

in care β_aD = incertitudini date de inregistrarile miscarilor seismice (se poate lua o valoare de 0,45); β_c = incertitudini date de calitatea executiei lucrarilor (cu valori posibile intre 0÷0,25); β_q = incertitudini legate de evaluarea prin calcul neliniar (cu valori posibile 0,3÷0,5).

Se poate adopta o valoare recomandata globala β = 0,6, aceasta conducand la ACMR = 1,70÷2,90. Pentru β = 0,5 corespund valori ale factorilor de siguranta aceptati pentru colaps, ACMR = 1,50÷1,90.

Fata de generatia precedenta, bazata pe evaluarea performantei, in P-58-1 si P-58-2 se pune accentul pe evaluarile colapsului structurii, pornind de la cerintele de hazard si apoi, prin evaluarea raspunsului si a criteriilor de conformitate (acceptare), proprii acestui stadiu limita asociat stadiului de precolaps in terminologia P100/3-2008.

Pentru evaluarea simplificata, in capitolul 2 s-au aratat legaturile acestei evaluari cu abordarile din metoda propusa in ultimul timp sub forma de rezilienta. Metoda simplificata are o abordare corespunzatoare in aceasta noua generatie de evaluare bazata pe performanta. Cu ajutorul acestei evaluari se pot realiza toate treptele cerintelor de performanta pentru tipul de constructii care se incadreaza in limitele impuse de aceasta evaluare, precum numarul de niveluri, maximum 15, rotirea maxima de nivel 4%, deformatia maxima relativa de nivel de patru ori mai mare decat aceea maxima elastica, structura sa nu aiba neregularitati in plan si elevatie etc.

Evaluarile prin calcul – dinamica, neliniara, elasto-plastica – bazata pe metodele probabilistice de nivel II, sunt intrebuintate la nivelul maxim posibil la ora actuala, deoarece acopera cel mai bine posibilitatile actuale ale relatiilor si tehnicii de calcul, precum si cerintele proprii rezilientei.

Astfel, plecand de la stabilirea parametrilor de calcul pe baze probabilistice ai actiunii seismice (parametrii hazardului), se trece la evaluarea raspunsului tot pe baze probabilistice si la stabilirea performantelor pentru cazurile studiate. Aceasta inseamna evaluarea vulnerabilitatii lor prin curbele de fragilitate, precum si evaluarile riscului, cu pierderile ilustrate prin costuri ale timpului de refacere si ale intreruperilor de functionalitate.

Realizarea curbelor de fragilitate este rezultatul evaluarii probabilistice a raspunsului structurilor cu elementele sale structurale, respectiv nestructurale, la diferite actiuni seismice. Curbele de fragilitate se exprima sub forma de functii de repartitie a capacitatilor de rezistenta sau deformatie, pentru diferitele stari de afectare, printre care cea mai semnificativa este aceea de colaps, in functie de marimile variabile ale actiunii. Acestea deriva din functii de distributie lognormala, definite sub forma de valoare mediana S_a(T) si dispersie, β.

Curbele de fragilitate pentru trei stadii de afectare, dintre care stadiul 3 reprezinta stadiul de colaps, sunt prezentate in figura 6 (reprodusa din [3]), iar modul de determinare a acestora prin trecerea de la functii de distributie la functii de repartitie prin analiza dinamica directa incrementata este aratat in figura 7 reprodusa din [5].

Acest model de evaluare prin calcul, intrebuintat pentru stadiul de colaps la structuri in cadre, ia in considerare criteriul de prabusire (colaps) prin mecanism cinematic de forfecare de nivel, amintit in revista AICPS 3/2011.

Un alt model, folosit pentru structurile cu pereti din beton armat [6] se inscrie in metodologia FEMA P695 [3], luand in considerare criterii de rupere ce conduc la prabusire (colaps). Acestea se fac prin definiri ale rezistentelor sau deformatiilor limita de rupere, in anumite zone ale sectiunilor peretilor (fig. 8 – reprodus din [6]) finalizate in curbe de fragilitate exprimate prin ACMR (fig. 9 – reprodus din [6]) care sunt coeficienti de siguranta ajustati folositi pentru stadiul de rupere. Ele exprima raportul intre capacitatile structurii, in functie de cerinta maxima in domeniul elastic, data de cutremurul cu 2% / 50 ani probabilitate de depasire.

Evaluarea riscului, care se exprima prin probabilitati ale pierderilor, exprimate prin costuri, timp de recuperare, victime, timp de intrerupere a functionarii, cu ajutorul curbelor de fragilitate, functiilor de repartitie si a functiilor de distributie pentru fiecare caz de pierdere, se poate defini prin formula Risc = P_f x Consecintele afectarilor (degradari, avarieri, colaps), in care P_f este probabilitatea ruperii (colapsului, prabusirii) structurale.

Consecintele afectarilor sunt expuse si exprimate in fraza de mai sus si sunt indicate prin pierderi.

Schema riscului, cu probabilitatea pierderilor proprii unei stari de afectare, cauzata de un hazard sau de mai multe hazarduri pentru fiecare element structural in parte sau pentru fiecare structura luata global in considerare, cu adaptarile necesare pentru fiecare  caz in parte este:

Risc = P_(pierdere) = Σ_HΣ_LSΣ_D [P_(L/D)P_(D/Ls)P_(LS/H)P_(H), in care pierderea (L) poate fi una dintre pierderile enuntate mai sus: P_(H) – probabilitatea aparitiei unui input de intensitate, cu nivel asociat unui hazard H (in cazul nostru seismul); P_(LS/H) – probabilitatea conditionata de depasire a starii limita (LS) data de hazardul (H); P_(D/LS) – probabilitatea conditionata a starii de afectare (D) data de depasirea starii limita (LS); P_{(L=pierdere/D)} – probabilitatea conditionata a pierderii (L) data de starea de afectare (D).

In cadrul acestei scheme, pentru a ajunge la evaluarea corecta a probabilitatilor de afectare, printre care si aceea de colaps, un rol definitoriu il are determinarea raspunsului constructiilor, respectiv al elementelor structurale si nestructurale, la o actiune, in cazul nostru actiunea seismica.

Pentru constructiile noi, evaluarea raspunsului se poate face acum prin diferite modele proprii anumitor tipuri de structuri, atat pentru domeniul elastic, cat si pentru domeniul elasto-plastic.

Pentru constructiile existente, cu structuri executate in trecut, mai ales inaintea perioadei marcate la noi de cutremurul din 10 noiembrie 1940, schemele cu modele si tipuri de structuri nu pot fi aplicate si atunci este nevoie de a se acorda  atentie teoriei moderne privind mecanica fracturilor pentru beton si zidarie.

 

Mecanica fracturilor pentru beton si zidarie

In mecanica corpului solid deformabil, teoriile de rezistenta, smulgere sau lunecare, cat si cele bazate pe criterii energetice, au un rol important, fiind aplicate atat pentru elemente cat si pentru structuri executate din metal, beton, beton armat sau zidarie. La structuri cu elemente din metal si pentru diferite solicitari, criteriul de alegere conform [7] (Rezistenta materialelor 1974 – prof. Panaite Mazilu), poate fi semnul invariantului I₁, I₁(σ)>0 indica alegerea teoriei IV energetica, cea care, generic, poate fi o teorie de smulgere; pentru I₁(σ)<0 se foloseste teoria V energetica, care generic, poate fi o teorie de lunecare.

Pentru celelalte materiale si diferite solicitari, aceasta alegere este mai dificila, neavand criterii riguroase de alegere.

Se reamintesc teoriile clasice de rezistenta:

• Teoria I (cea mai veche; Galileo Galilei (sec. XVII)) – este o teorie de smulgere, nefiind aplicabila pentru compresiune;
• Teoria II (teoria lui Mariotte (1862)) – teorie de deformatie, de smulgere;
• Teoria III (teoria lui τ – Coulomb (1773)) – teorie de lunecare;
• Teoria IV (teoria energiei potentiale specifice de deformatie U1 – Bettrami (1885)) – teorie de smulgere;
• Teoria V (teoria energiei potentiale specifice de deviatie U1° – Huber (1905) si apoi Henck si von Mises) – teorie de lunecare;
• Teoria de rezistenta Mohr – formal se porneste de la conditia teoriei III – este, deci, tot o teorie de lunecare.

Toate aceste teorii au in comun ipoteza ca, pentru fiecare dintre ele, conditia principala este aceea ca una dintre caracteristicile care stabileste rezistenta, deformatia sau energia, se defineste intr-un punct si arata starile de afectare a elementului supus eforturilor analizate.

Profesorul Panaite Mazilu (1974) a aratat, inca din acea perioada de cunoastere, ca fundamentarea teoriilor de rezistenta este limitata si ca ele se folosesc in special la elementele de constructii metalice. La alte materiale limitele de rezistenta, pentru tipurile de solicitari care se analizeaza, se determina prin incercari (experimente).

De asemenea, a aratat ca teoriile clasice de rezistenta pot fi definite la modul general ca, de fapt, in esenta fenomenului fizic de smulgere sau lunecare.

Aceasta precizare justifica aparitia in a doua jumatate a sec. XX a teoriei mecanicii fracturilor. O teorie care a fost dezvoltata mai intai pentru materiale omogene, cu rupere fragila, casanta, precum fonta si sticla si apoi, cu multe imbunatatiri, pentru beton, beton armat si zidarie si alte materiale compozite.

Zdanek Bazant, unul dintre cei mai importanti contributori la fundamentarea mecanicii fracturilor, spune in [8] ca mecanica fracturilor este, in general, o teorie de rupere care foloseste teoriile energetice in conjunctie cu teoriile de rezistenta si care tine seama de faptul ca aceasta are loc prin propagare in cuprinsul structurii, efectul dimensiunii fiind prezent pentru marea majoritate a cazurilor practice.

Mecanica fracturilor poate evalua, cu ajutorul teoriei plastice, in cazul elementelor structurale cu dimensiuni mici la care nu exista efectul dimensiunii, apoi, cu ajutorul teoriei neliniar-elastice, pentru dimensiuni moderate si in fine, la cele cu dimensiuni mari cu ajutorul teoriei elastic liniare sa se puna in evidenta efectul dimensiunii (fig. 10).

Ceea ce este de retinut din schema de mai sus este faptul ca, pentru elementele structurale cu dimensiunea d sub valoarea d₀, acestea au comportare de rupere in domeniul plastic, ductil, iar la cele cu valori mai mari decat d₀, ruperea are loc in domeniul elastic, fragil si aceasta cu atat mai evident cu cat d este mai mare.

Valori orientative date in lucrarile de specialitate pentru marimile de mai sus, d in comparatie cu d₀, sunt prezentate in tabelul 1.

In teoria elastica de fracturare se ia in considerare ipoteza ca procesul de rupere are loc in zona fisurii si ca intreg restul volumului elementului ramane in domeniul elastic.

Se disting trei moduri elementare de fracturare, I, II si III, denumite de smulgere (deschidere) intr-un plan perpendicular pe directia solicitarilor, forfecare (lunecare) in plan si forfecare (lunecare) antiplanara (fig. 11).

Asa cum apare in teoria elasticitatii, distributia eforturilor principale de intindere in zona imediat langa fisura este cea din figura 12.

Aceasta distributie de eforturi este valabila indiferent de forma elementului studiat si evaluat si indiferent de starea de solicitare a acestuia.

Un parametru foarte important pe langa cel de rezistenta la intindere, f’_t (f_ctk), este energia de fracturare in modul I, GI care se defineste ca fiind energia ceruta pentru propagarea fisurii din intindere pe unitatea de arie (suprafata) perpendiculara pe directia eforturilor si care dimensional este definita G_I = G_F [N/m].

Aceasta energie a fost definita G_f = G_F de Hillerborg, in 1986, ca fiind aria cuprinsa in cadrul reprezentarii grafice a relatiei efort unitar de intindere, perpendicular pe suprafata de rupere si deschiderea fisurii, ceea ce reprezinta energia absorbita (disipata) in zona plastica, sau de rupere.

In FIB-2010 [10] ea a capatat o relatie empirica G_F = 73f0,18cm exprimat in N/m, in care f_cm = f_ck + 8 in Mpa, rezistenta cilindrica medie la compresiune a betonului (fig. 13).

Avand aceste reprezentari si relatii, se pot determina, pentru fiecare material, beton sau zidarie, cu ajutorul incarcarilor standard de compresiune, energiile de rupere in modul I, respectiv relatiile intindere – deformatie.

Energiile disipate in modurile I, II, III se pot exprima sub forma factorului de intensitate a efortului unitar:

unde E = modul longitudinal, ν = coeficientul lui Poisson.

Pentru cazul general de solicitare, energia totala disipata este G = G_I + G_II + G_III.

In afara parametrilor G_f si f_t, care definesc modelarile de fracturare, mai sunt doi parametri, l₀ = E.Gf/f’2_t, denumit lungimea caracteristica si w_c = n.d_a, unde n = 1÷6, d_a = dimensiunea maxima a agregatului, w_c fiind considerata distanta maxima admisa intre fisuri paralele sau dimensiunea elementelor finite.

Pentru actiunile in plan, bidirectionale, coroborarea modului I si II este cea mai obisnuita, fiind abordata, de mai bine de un secol, in mod corespunzator pentru structurile cu elemente din metal si beton armat.

La inceput s-au folosit modelari care au intrebuintat teorii de rezistenta diferite, in domeniul elastic liniar si neliniar, apoi in domeniul plastic, elasto-plastic si in final, teoriile de fracturare moderne.

Ele sunt importante acum mai ales pentru constructiile existente, in special constructiile istorice, cu elemente din zidarie simpla din piatra sau caramida, pentru care metodele de calcul dezvoltate pe tipologii de structuri abordate prin teoriile aratate mai sus nu sunt adecvate.

Amintim ca, in modul I, G_I = G_f, pentru elemente din metal se pot lua valori in domeniul 500÷1.500 N/mm; pentru elemente din beton, in domeniul 0,10÷0,15 N/mm; iar pentru cele din zidarie in domeniul 0,002÷0,02 N/mm.

De asemenea, amintim ca, pentru a lua in considerare coroborarea modurilor de fracturare I cu II, atat la beton cat si la zidarie, se ia in considerare ca solicitarile biaxiale dupa ruperea in modul I sunt declansatorul ruperii; in functie de caracteristicile elementelor de zidarie, marimea granulei maxime, dimensiunea elementelor de zidarie, marimea rostului, apare de regula modul II de fracturare, in care energia disipata este mai mare decat aceea din modul I.

Pentru combinarea celor doua moduri de fracturare, lucrarile lui Vecchio [11] pentru beton armat sau Vecchio [12], Lourenço [13, 14] pentru zidarie, sunt adaptate modelarilor pentru evaluarile prin calcul in cazul structurilor care inglobeaza astfel de elemente.

Relatiile efort unitar – deformatie specifica pentru lunecarile in fisurile create de modul I de fracturare si criteriul de rezistenta adaptat teoriei Mohr-Coulomb si a infasuratorii relatiei hiperbolice de rupere a cercurilor Mohr limita de rupere, intindere, compresiune sunt prezentate in figurile 14 si 15.

In lucrarile noastre recente au fost aratate aceste teorii si aspecte si vom continua sa le dezbatem in viitor.

 

In loc de concluzii, necesitatea imbunatatirii normativului P100-3/2008, a metodologiei MP025-04 si a politicii

de abordare a riscului seismic al constructiilor in tara noastra

Este cunoscut faptul ca abordarea sigurantei constructiilor sub forma de performanta a pornit de la dezvoltarea si perfectionarea metodelor de analiza a sigurantei constructiilor existente, pentru actiunile seismice.

Evaluarea capacitatii structurilor constructiilor, dezvoltata in Noua Zeelanda, cu contributii importante ale lui Park, Paulay, Pristley, evaluare pe care noi am aplicat-o la constructiile existente imediat dupa cutremurul din 04.03.1977, a continuat cu definirea in SUA a primei generatii de evaluare pe baza de performanta a constructiilor existente si apoi, pentru proiectarea structurilor constructiilor noi, pe baza de patru niveluri de performanta si patru cerinte de hazard seismic.

La noi, in perioada imediat urmatoare anului 2000, au fost concepute metodologia MP025-04 [15] si o propunere de imbunatatire a acestei metodologii in 2004, care se adresau structurilor istorice, si P100-3/2008 [16] – primul normativ care se adreseaza integral structurilor constructiilor existente in tara noastra.

Acest normativ aplica, in general, principiile normelor americane din prima generatie a procedurii pe baza de performanta, consacrand notiunea de clasa de risc seismic, care fusese introdusa la revizuirea din 1996 a normativului P100-1/1992 si care nu apare in normele americane.

Aceasta notiune de risc seismic trebuie reconsiderata mai ales datorita faptului ca este lasat sa se inteleaga ca riscul seismic de colaps este atribuit clasei RsI, interpretat apoi prin hotarare de guvern, ca fiind obligatorii interventiile structurale pentru cele din clasa RsI, care prezinta pericol public, in timp ce in normativ este stipulat explicit ca interventiile sunt obligatorii si pentru clasa RsII.

Mai sunt si alte aspecte care trebuie reconsiderate, precum hotararea de evaluare finala in clase de risc, in care criteriile calitative exprimate prin factorii R1 si R2 pot avea aceeasi pondere in luarea deciziei ca R3, felul in care se ia in considerare criteriul de acceptare pentru modul 3 de evaluare, faptul ca face referiri pentru determinarea capacitatilor la standardele de beton armat sau metal vechi.

In momentul de fata, cand in SUA se trece la o noua generatie de evaluare pe baza de performanta si cand in Europa, prin propunerile de revizuire a Eurocodurilor, se tinde catre aceleasi obiective, este cazul ca si noi sa facem aceiasi pasi pentru clasificarea sigurantei constructiilor existente, cu atat mai mult pentru constructiile istorice, prin imbunatatirea P100-3/2008 si MP025-04.

Pentru constructiile istorice trebuie insistat pe problema evitarii prabusirilor, a colapsului si pe protectia vietii si integritatii oamenilor.

In acest sens, trebuie, de asemenea, sa se abordeze intr-un mod adecvat si la noi problema expunerii, nu asa cum este introdusa acum, la un loc cu clasele de importanta.

Lucrarile realizate pentru curbele de hazard seismic, pentru calculul spectrelor de deformatii si pentru luarea in considerare a terenului cuprins intre stratul considerat ca strat de baza si cel al infrastructurii constructiilor ar trebui trecute in termeni de norma, metodologie, ghid, pentru a putea face evaluari mai realiste, atat la structurile constructiilor noi, cat si la cele existente.

Modelarile care iau in considerare teoriile de fracturare, calculul cu elemente finite, modelul biela-tirant si in fine, evaluarea performantelor pe baza de calcule probabilistice, trebuie promovate si sustinute de cercetari si realizari autohtone, pentru a putea rezista concurentei multitudinilor de cercetari din afara tarii.

 

Bibliografie

1. Holly Bonstrom, Ross B. Coretes, First Order Reliability Approach to Quantify and Improve Building Portfolio Resilience, Journal of Structural Engineering, JSE – august 2016;
2. H. V. Burton, G. Deierlein, D. Lallemant, T. Lin, Framework for Incorporating Probabilistic Building Performance in the Assessment of Community Seismic Resilience, Journal of Structural Engineering, JSE – august 2016;
3. FEMA P 695 – Quantification of Building Seismic Performance Factors – iunie 2009;
4. FEMA P-58 – Seismic Performance Assessment of Buildings Methodology and Implementation – 2012;
5. A. B. Liel, C.B. Haselton, G. Deierlein – Seismic Collapse Safety of Reinforced Concrete Buildings: I) Assessment of Ductile Moment Frames si II) Comparative Assessment of Nonductile and Ductile Moment Frames, JSE – aprilie 2011;
6. A. Coogus, J.W. Wallace – Seismic Safety Evaluation of Reinforced Concrete Walls through FEMA P 695 Methodology, JSE – octombrie 2015;
7. Prof. Panaite Mazilu – Rezistenta materialelor;
8. Zdenek P. Bazant, Chairman, Fracture Mechanics of Concrete: Concepts, Models and Determination of Material Properties, Report of ACI Committee 446, Fracture Mechanics;
9. Zdenek P. Bazant, Josko Ozbol, Rofl Elige Prausen, Fracture Size Effect: Review of Evidence for Concrete Structures, JSE, august, 1994;
10. FEB-FIP-2010 – Model Code 2010 – First complete draft, vol 1. martie 2010
11. Disturbed Stress Field Model for Reinforced Concrete: Formulation, F. J. Vecchio – JSE, septembrie 2000; Validation, F. J. Vecchio, D. Lai, W. Shmit, J. Ng – JSE, aprilie 2001;
12. L. Focemi, Giovanni Plizzori, F. J. Vecchio, Disturbed Stress Field Model for Unreinforced Masonry, JSE, aprilie 2014;
13. P. B. Lourenço, Jan G. Rots, Johan Blaauwendraad, Continuum Model for Masonry: Parameter Estimation and Validation, JSE, iunie 1998;
14. B. Ghiassi, P. B. Lourenço, D. V. Oliveira, Effect of Environment Aging on the Numerical Respons of FRP – Strengthened Masonry Walls, JSE, ianuarie 2016;
15. MP025-04 – Metodologie pentru evaluarea riscului si propunerile de interventie necesare la structurile constructiilor monumente istorice, in cadrul lucrarilor de restaurare ale acestora;
16. P100-3/2008 – Cod de proiectare seismica – Partea a treia – Prevederi pentru evaluarea seismica a cladirilor existente. 

(Din AICPS Review – 1-2/2017) 

Autori:
Mircea MIRONESCU,
Adrian Mircea STANESCU,
Teodor BROTEA,
Radu Florin COMANESCU,
Daniel Dumitru PURDEA,
Mircea Vlad STANESCU – SC MIRO GRUP SRL 

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 147 – mai 2018, pag. 20

 

---

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!

---