Imbinari rigide pentru structuri in cadre din beton armat, amplasate in zone seismice

Lucrarea prezinta avantajele prinderilor hibride cu ajutorul carora se pot realiza imbinari rigide la structurile in cadre din beton armat amplasate in zone seismice.

In prima parte se prezinta succint modul de alcatuire si calcul a imbinarilor hibride, iar in partea a doua, o constructie P+E (partial), realizata in Bucuresti, constructie la care s-au folosit imbinari hibride adaptate proiectului.

Lipsa acuta a fortei de munca din constructii a devenit unul dintre aspectele vulnerabile ale domeniului. Reducerea cu cca 30% a numarului de angajati in doar 10 ani necesita o regandire a modului de lucru, prin trecerea la o automatizare mai accentuata sau chiar la robotizarea proceselor tehnologice.

Se pare ca, la intrebarea „monolit sau prefabricat?” castigatoare va fi solutia prefabricarii structurilor. Insa, o astfel de directie nu este agreata de majoritatea proiectantilor. Pierderea specialistilor cu experienta in prefabricare, experienta dobandita inainte de anul 1989, lipsa cercetarilor pentru solutii ingenioase si sigure de imbinare dupa revolutie, dar si indiferenta invatamantului superior au facut ca proiectantii sa fie foarte precauti in a accepta elaborarea unor proiecte pentru structuri in varianta prefabricata.

Daca in domeniul structurilor parter sau cu putine etaje prefabricarea nu s-a putut evita, la structuri multietajate, in afara unor incercari sporadice, lipsesc structurile prefabricate. Cu toate ca este recunoscut faptul ca elementele prefabricate (grinzi, stalpi, pereti, elemente de planseu etc.) executate in fabrici prezinta o comportare mai buna in exploatare datorita controlului sporit al calitatii, in proiectare, de cele mai multe ori, se invoca modul deficitar de comportare a structurilor alcatuite din elementele prefabricate atunci cand sunt supuse solicitarilor seismice.

Aparitia si dezvoltarea imbinarilor hibride poate contribui la imbunatatirea performantelor structurilor prefabricate la actiunea seismica.

Conceptul de imbinare hibrida

Principii de alcatuire

Termenul de imbinare hibrida se refera la faptul ca, in imbinare, armaturile de continuizare sunt alcatuite din armaturi pasive speciale si armaturi post-tensionate. Armaturile speciale sunt asezate la partea inferioara si superioara a grinzilor, in canale din otel sau plastic si injectate cu mortar de ciment, iar armatura (post-tensionata) neaderenta este pozitionata in centrul de greutate al grinzilor (fig. 1).

Intre capetele grinzilor si fetele stalpilor, distanta care nu va fi mai mare de 40 mm, se toarna un mortar cu fibre, a carui rezistenta trebuie sa fie cel putin egala cu rezistentele folosite la elementele imbinate. La armaturile speciale, imediat langa sectiunea de contact cu stalpul se va lasa o lungime neaderenta de cel putin ad_bl (d_bl este diametrul barelor de armatura), sau 0,5 ad_bl intr-o parte si cealalta (in stalp si grinda) fata de sectiunea de contact.

Ideea utilizarii toroanelor neaderente in imbinarile dintre grinzi si stalpii prefabricati, pentru imbunatatirea performantei seismice a sistemului, apartine cercetatorilor Priestley si Tao [1].

Conceptul descris mai sus a aparut prima data acum 20 de ani, intr-un articol publicat de Stanton, Stone si altii [2] cu rezultatele obtinute in urma programului experimental PRESSS (Precast Seismic Structural Systems) desfasurat la Universitatea din California, San Diego. Testele experimentale au fost efectuate pe modele de cladire cu 5 etaje (la o scara de 2:3). A fost elaborat si un standard aci T1.2-03 „Special Hybrid Moment Frames Composed Of Discretely Jointed Precast and Post-Tensioned Concrete Members”.

Buletinul FIB nr. 78 din 2016 „Precast – concrete buildings in seismic areas” include imbinarile hibride in categoria imbinarilor rigide, fara a da calcule.

In tara, la UTCB s-a elaborat o teza de doctorat pe baza unor analize teoretice si numerice [15], iar la INCERC Cluj s-au efectuat incercari pe doua noduri hibride pe baza carora s-a elaborat o teza de doctorat [3] [4].

Scopul precomprimarii este (fig. 2):

• de a crea o forta axiala (F_p), necesara preluarii prin frecare a fortei taietoare care apare intre fata stalpului si a grinzilor;
• de a prelua partial momentul incovoietor (M_Rd,p) ce se dezvolta la capetele grinzilor;
• de a reduce deformatia remanenta.

Prima si cea mai importanta intrebare este: cum influenteaza prezenta armaturilor post-tensionate comportarea structurilor in cadre la solicitari alternante?

Structurile prefabricate cu imbinari hibride prezinta curba de moment–rotire la solicitari orizontale alternante diferita fata de cea a unei structuri monolite.

In figura 3 se arata cum se obtine curba caracteristica a imbinarilor hibride in forma de „drapel” prin combinarea curbelor elastic neliniara a unei imbinari numai cu armaturi post-tensionate si cea elasto-plastica idealizata a unui nod monolit.

Figura 3a prezinta, intr-o forma bi-liniara simplificata, raspunsul elastic neliniar al unei imbinari numai cu cabluri post-tensionate neaderente. Ciclurile de incarcare – descarcare se intampla dupa acelasi traseu, fara disipare de energie. In schimb, daca lipsesc cablurile post-tensionate, comportamentul nodului se poate descrie cu un ciclu de incarcare – descarcare ideal pentru un sistem elasto-plastic, care permite o disipare maxima de energie, dar prezinta o deplasare reziduala mare, de obicei comparabila cu deplasarea maxima atinsa in timpul incarcarii maxime (fig. 3b).

Imbinarea hibrida combina capacitatea disipativa a armaturii pasive cu efectul de reducere a deformatiilor reziduale asigurat de cablurile post–tensionate neaderente (fig. 3c).

Forma curbei depinde de cantitatea de armatura pretensionata din imbinare sau, altfel exprimat, de raportul de contributie a celor doua momente rezistente din sectiune m = M_Rd,p/M_Rd,s. Prin reducerea cantitatii armaturii post-tensionate, capacitatea disipativa va creste, in timp ce deplasarile reziduale devin din ce in ce mai insemnate (fig. 4).

Echilibrul optim intre cele doua momente M_Rd,p si M_Rd,s depinde de nivelul de performanta cerut, adica de a controla deplasarea maxima asteptata in timpul cutremurului.

Cu cat aportul momentului dat de armatura post-tensionata (M_Rd,p) este mai redus, din momentul rezistent total (MRd), cu atat comportarea structurii va fi mai ductila.

Cand prin tema de proiectare se impune sa se realizeze o constructie cu o suprafata de peste 10.000 mp fara rosturi, intr-o zona cu seismicitate ridicata, problema principala a proiectului va fi cum sa alcatuiasca structura de rezistenta ca aceasta sa se incadreze in deplasarile maxime admise la varf, iar daca inaltimea interioara depaseste 13 m problemele de deplasare devin dominante (fig. 5).

O structura cu astfel de caracteristici geometrice, in varianta cu noduri articulate, se poate realiza doar cu stalpi avand sectiunea transversala foarte mare. Numai ca un stalp de 1,2 m x 1,2 m, cu o lungime de cca 15 m, va avea o greutate de 600 kN. Transportul si montajul acestora pune sub semnul intrebarii solutia prefabricata.

Daca in zona etajata, la nivelul intermediar, se poate realiza o imbinare rigida, deplasarile laterale pot fi incadrate in valorile admise cu stalpi de dimensiuni mult mai mici (fig. 6).

Societatea Plan 31 Ro SRL din Cluj Napoca a avut de proiectat un centru logistic, cu caracteristicile descrise mai sus, situat in Bucuresti.

Conceperea structurii

In plan, forma cladirii este rectangulara, avand dimensiunile maxime (valori interax) de 223,8 m x 151,2 m, fiind impartita in doua corpuri independente, de asemenea cu forma rectangulara, cu suprafete diferite (fig. 7).

Cele doua corpuri au conformari si functiuni asemanatoare si sunt separate de un rost seismic cu latimea de 1,5 m (valori interax). In cazul ambelor corpuri structura de rezistenta este alcatuita din cadre de beton armat pe directiile principale de rigiditate ale structurii.

Pe zona fara etaj, cadrele de pe directia longitudinala (axele notate cu litere) sunt alcatuite din stalpi prefabricati care reazema articulat pe stalp la partea superioara prin intermediul furcii, iar pe directia transversala, cadrele sunt formate cu ajutorul panelor.

Pe zonele cu etaj intermediar, structura de rezistenta este compusa din stalpi, grinzi transversale si longitudinale prefabricate iar planseul din elemente TT prefabricate, cu o suprabetonare executata monolit avand grosimea de 10 cm (fig. 8).

In calculele structurii s-a contat pe efectul de saiba al planseului intermediar. La baza stalpilor si la nivelul planseului intermediar au fost realizate imbinari rigide.

Stalpii centrali din zona fara planseu au sectiunea de 1,05 m x 1,05 m (cu greutate de cca 400 kN), cei marginali si de colt de 95 cm x 95 cm. In zonele cu planseu intermediar, stalpii centrali cu sectiunea 1,05 m x 1,2 m, iar cei marginali 0,95 m x 1,2 m.

Gandirea initiala a fost realizarea stalpilor din doua tronsoane, in doua etape, respectiv tronsonul inferior executat in varianta prefabricata, cu mustati la partea superioara, pentru ca tronsonul superior sa se realizeze in varianta monolita.

Punerea in opera a betonului la temperaturi scazute si in conditii meteorologice de iarna ar fi incetinit executarea lucrarii, motiv pentru care s-a impus gasirea unei solutii mai eficiente. Astfel, s-a propus realizarea intregului stalp in fabrica. Masa maxima care putea fi manipulata cu echipamentele avute la dispozitie in fabrica era de 400 kN. Cum stalpii centrali, in varianta dintr-o singura bucata, aveau in jur de 500 kN, a fost nevoie de o reducere a masei. Acest lucru s-a obtinut prin inlocuirea betonului din mijlocul sectiunii cu polistiren (fig. 9).

Aceasta solutie nu s-a aplicat in zonele plastic potentiale (baza stalpului, zonele inferioare si superioare nodului de cadru si in sectiunea de la partea superioara a stalpilor, respectiv zona furcii unde actioneaza o forta concentrata). La o astfel de sectiune, etrierii au forme si trasee mai neobisnuite.

Pentru conlucrarea spatiala a structurii s-a prevazut un sistem de contravantuiri alcatuit din diagonale flexibile, avand sectiunea din bara rotunda sau teava patrata si montanti cu sectiunea transversala din teava patrata.

Din cauza distributiei nesimetrice a rigiditatii si maselor in structura, a diferentei mari de rigiditate dintre zona parter si zona cu planseu intermediar si dimensiunile mari ale tronsoanelor, in elementele cadrelor din zonele cu planseu apar eforturi de moment incovoietor si forta taietoare avand valori mari.

Eforturile de moment incovoietor din nodurile unui cadru curent au valori de ordinul miilor de KNm (fig. 10).

Semnul momentelor este alternant, in functie de sensul de actiune al seismului, respectiv intr-un nod apar momente atat negative cat si pozitive. Avand in vedere limitarile referitoare la inaltimile maxime ale grinzilor, impuse de inaltimea utila data prin tema de proiectare, preluarea eforturilor nu s-a putut realiza numai prin armaturi pasive (numarul mare de bare de continuizare nu s-a putut aseza in sectiune).

Atentia proiectantilor s-a indreptat catre o imbinare hibrida, adica o parte din momentul incovoietor sa fie preluat de armaturi post-tensionate asezate in centrul de greutate al sectiunii de beton.

Adaptarea imbinarii hibride proiectului

Avand in vedere forta taietoare mare (fig. 10) de la capetele grinzilor (rezultate dintr-o incarcare utila relativ mare pe planseu, de 7,5 KN/mp), a fost nevoie de o adaptare a imbinarii hibride prezentate la punctul 1. Astfel, forta taietoare nu mai este preluata prin frecare intre fata stalpului si a grinzilor (frecare asigurata prin post-tensionare), ci prin console scurte prevazute pe stalpi (fig. 11).

Cand folosim console, trebuie sa luam in considerare urmatoarele aspecte:

• centrul de rotire al grinzii se deplaseaza din rost spre marginea consolei (fig. 11b);
• ca aceasta mutare a centrului de rotire sa nu aiba un efect important asupra comportarii imbinarii, lungimea consolei L_c se va limita la cea mai mica valoare posibila;
• consola poate avea un efect favorabil in analiza structurala la evaluarea deplasarilor, in cazul starii limita de serviciu;
• trebuie tinut cont de efectul care poate genera rotirea grinzii asupra integritatii consolei (se va folosi neopren sau solutii asemanatoare);
• avand in vedere ca incarcarile initiale (greutate proprie grinda, greutatea elementelor prefabricate de planseu, greutatea suprabetonarii) sunt transmise prin intermediul consolei la stalp, nu apar momente din aceste incarcari in imbinarea grinda-stalp.

Se observa avantajul folosirii consolelor, deoarece, in lipsa lor, grinzile trebuie sprijinite pana la intarirea suprabetonarii.

La partea superioara armaturile speciale sunt asezate in suprabetonare si trecute in gauri prevazute in stalpii prefabricati. Ancorarea armaturilor se realizeaza prin aderenta la ambele capete sau aderenta pe o parte si ancoraje cu piulita pe celalalt capat. La partea inferioara au fost prevazute tije filetate, care sunt introduse in gauri lasate atat in stalpi, cat si in grinzi. Ancorarea lor se face cu placi de repartitie si piulite (fig. 12).

Folosirea consolelor nu mai face necesara o forta de compresiune la interfata grinzilor. Pentru a spori eficienta toroanelor si a mari rigiditatea cadrelor, dupa montajul structurii armaturile active au fost tensionate la un efort de aproximativ 20% din valoarea fortei de tensionare maxime.

Pentru a respecta cerintele de ductilitate s-a ales o cantitate de cca 25% armatura post-tensionata din cantitatea totala a armaturilor din rost. Armatura a ramas neaderenta (gresata) pe toata lungimea canalului.

La partea inferioara, gaurile din stalpi si grinda, prin care trec armaturile speciale, au fost injectate cu mortar de ciment, iar in grinda, pe langa rost, pe o lungime de 250 mm a fost intrerupta aderenta (fig. 12).

La partea superioara, armaturile de continuizare au fost ancorate in suprabetonare, zona cu aderenta intrerupta fiind realizata in gaurile din stalpi.

Aspecte din timpul executiei

Antreprenorul general al investitiei a fost societatea CON-A din Sibiu, iar precomprimarea s-a executat de catre societatea FREYROM.

In figura 13 sunt prezentate etapele de executie a unui nod central, iar in figura 14, introducerea armaturilor speciale la partea superioara a imbinarii la un nod marginal.

Ancorajele au fost curatate de urmele de coroziune si au fost acoperite cu capace protectoare (fig. 15).

In figura 16 se prezinta fatada principala a centrului logistic gata de predare.

Concluzii

Este important sa subliniem faptul ca utilizarea pe scara larga a structurilor prefabricate, cu elemente turnate in fabrici, ar putea evita greselile de executie des intalnite la structurile monolite, care afecteaza, adesea, in mod negativ performanta structurala. Prefabricarea permite folosirea robotilor, care au inceput sa isi faca aparitia si in constructii.

Utilizarea armaturilor post-tensionate neaderente, ca sistem de imbinare, imbunatateste semnificativ performantele seismice ale cadrelor prefabricate.

In lucrare a fost prezentata o metoda rapida de predimensionare a parametrilor principali: aria otelului post-tensionat, valoarea initiala a tensionarii, aria armaturilor speciale, precum si o metoda pentru verificarea capacitatii imbinarii.

Prin utilizarea imbinarii hibride este posibila atingerea cerintelor obligatorii prevazute in norme privind: capacitatea de autocentrare (capacitatea de revenire la pozitia initiala) si capacitatea de disipare a energiei induse de o miscare seismica.

Sistemul de imbinare hibrida permite adaptari pentru situatii de proiectare intalnite in practica. Astfel, adaugarea consolelor scurte la rezemarea grinzilor face sistemul si mai sigur si permite eventualele schimbari ale armaturilor, atat post-tensionate cat si speciale, in cazul unor degradari intervenite dupa un cutremur puternic sau din cauza unor coroziuni, in special in zona ancorajelor.

Imbinarea hibrida prezentata in lucrare se recomanda structurilor in cadre unde eforturile la capetele grinzilor sunt foarte mari, iar deformatiile laterale ale sistemului structural sunt, de asemenea, mari.

BIBLIOGRAFIE

[1] Priestley M. J. N., Tao J. T., „Seismic Response of Precast Concrete Frame with Partially Debonded Tendons”, PCI Journal, vol. 42, no. 2, pp. 20-32, 1997;

[2] Stanton J. F., Stone W. C., Cheok G. S., „A Hybrid Reinforced Precast Frame for Seismic Regions”, PCI Journal, 42 (March-April), pp. 21-32, 1997;

[3] Faur A., Teza de doctorat „Imbinari hibride pentru structuri in cadre prefabricate din beton armat”, Universitatea Tehnica din Cluj Napoca;

[4] M. I. Pastrav & C. Enyedi, „Hybrid Moment Frame Joints Subjected to Seismic Type Loading”, 15 WCEE Lisboa, 2012;

[5] El-sheikh M., Pessiki S., Sause R., Lu L., „Moment Rotation Behavior and Design of Unbonded Post-Tensioned Precast Concrete Beam-Column Connections”, ACI Structural Journal, 97(1), pp. 122-132, 2000;

[6] Hawileh R., Rahman A., Tabatabai H., „Nonlinear finite element analysis and modeling of a precast hybrid beam-column connection subjected to cyclic loads”, Applied Mathematical Modelling, 34(9), pp. 2562-2583, 2010;

[7] Cheok G.S., Stone W.C., Kunnath S.K., „Seismic Response of Precast Concrete Frames with Hybrid Connections”, ACI Structural Journal, 95(5), pp. 527-539, 1998;

[8] Ozden S., Ertas O., „Modeling of pre-cast concrete hybrid connections by considering the residual deformations”, International Journal of the Physical Sciences, 5 (June), pp. 781-792, 2010;

[9] Spieth H. A., Carr A. J., Murahidy A. G., Arnolds D., Davies M., Mander J. B., „Modelling of post-tensioned precast reinforced concrete frame structures with rocking beam-column connections”, NZSEE Conference, 2004;

[10] Pampanin S., Priestley N. J. M., Sritharan S., „Analitycal modelling of the seismic behavior of precast concrete frames designed with ductile connections”, Journal of Earthquake Engineering, 5 (3), pp. 329-365, 2001;

[11] Porco F., Raffaele D., Uva G., „A Simplified Procedure for Seismic Design of Hybrid Frame Connections Precast Concrete Structures”, The Open Construction and Building Technology Journal, 7, pp. 63-73, 2013;

[12] Kim J., Stanton J., MacRae G., Day S., Sugata M., „Cyclic Load Testing of Precast Hybrid Frame Connections”, 13th World Conference on Earthquake Engineering Vancuver, B.C., Canada, August 1-6, Paper No 1671, 2004;

[13] Raynor D.J., Lemhman D.E., Stanton J.F., „Bond-Slip Response of Reinforcing Bars Grouted in Ducts”, ACI Structural Journal, 99 (5), pp 568-576, 2003;

[14] Faur A., Mircea C., „Hybrid connections – the sustainable approach for prefabricated frame structures”, Concrete Solutions 2011, 4th International Conference on Concrete Repair, 2011;

[15] Balica N. A., Teza de doctorat „Perfectionarea teoriei si practicii constructiilor din beton precomprimat”.

(Articol editat din Review AICPS nr. 1-2/2018) 

Autor:
prof. dr. ing. KISS ZOLTAN – Universitatea Tehnica Cluj Napoca (UTC-N), Facultatea de Constructii 

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 149 – iulie 2018, pag. 18