Consolidarea unei cladiri multietajate cu structura in cadre de otel si diafragme de beton armat. Partea I: Analiza globala si lucrarile de interventie propuse

Drumul de la proiect pana la finalizarea unei constructii se poate intinde, din varii motive, pe perioade foarte lungi de timp, lucrari incepute vazandu-se abandonate ani de zile, pana la decizia de recuperare si finalizare. Un astfel de caz face subiectul materialului de fata: o cladire existenta cu structura in cadre de otel si diafragme de beton armat, cu 11 nivele, dintre care ultimele 3 partial retrase, amplasata intr-o zona seismica cu intensitate moderata. Structura principala a fost finalizata in 2003, dar fara montarea peretilor de inchidere si partial a acoperisului, ceea ce a dus la avarii extinse la nivelul protectiei anticorozive a structurii metalice. Construirea ei a fost apoi oprita pana in 2016, o expertiza fiind absolut necesara pentru reluarea procesului.

 Lucrarile de interventie propuse pentru reabilitarea acesteia au avut ca scop asigurarea nivelului de siguranta structurala in conformitate cu normele actuale, in vederea finalizarii lucrarii. Aditional, a fost propusa completarea ultimelor 3 nivele retrase partial. In articolul de fata vom prezenta concluziile vizitelor tehnice pe amplasament, rezultatele analizelor structurale si propunerile de interven tie pentru asigurarea sigurantei in exploatare, inclusiv un studiu de robustete privind rezistenta la colaps progresiv.

 Partea a doua a lucrarii va expune testele experimentale pe elemente de planseu consolidate printr-o suprabetonare peste placa existenta, conlucrarea dintre placa existenta si suprabetonare fiind realizata cu ancore mecanice.

Constructia propusa pentru investigare este o cladire cu regim de inaltime subsol si 11 nivele (fig. 1). Structura principala de rezistenta a fost finalizata in anul 2003, fara insa a se finaliza peretii de inchidere si partial acoperisul, cladirea ramanand partial neprotejata impotriva conditiilor atmosferice. Destinatia initiala a cladirii a fost aceea de hotel.

In plan, structura este alcatuita din doua zone rectangulare rotite intre ele cu 20 de grade si conectate printr-o zona centrala (fig. 2). Cladirea are ultimele 3 nivele retrase (etaje in terasa incepand de la nivelul 8) (fig. 1).

 In plan transversal, structura are doua deschideri, exceptand primele doua nivele, care sunt mai extinse (fig. 2). Inaltimea de etaj este de 3.45 m, cu exceptia parterului care are o inaltime de 4.45 m. Lungimea totala este de 55.30 m, latimea, de 13.30 m, iar inaltimea maxima, de 39.10 m. Sistemul structural este compus din diafragme de beton armat si cadre de otel. In functie de pozitia lor, diafragmele de beton armat au o grosime de 30 sau 40 cm (fig. 3a) si sunt proiectate sa sustina incarcarile laterale din vant si seism fara contributia cadrelor de otel, care sunt proiectate numai din incarcari gravitationale.

Planseul este realizat in solutie compusa otel-beton, cu tabla cutata in conlucrare cu placa de beton relativ subtire (fig. 3b). Intr-o astfel de solutie, tabla cutata are rol de armatura intinsa. Clasa betonului din diafragme si din planseu este C25/30.

Stalpii de otel sunt realizati din profile HEB300, grinzile principale din HEB280, iar grinzile secundare din HEA180. Imbinarea grinda-stalp din cadrele de otel este o imbinare cu placa de capat extinsa, cu grosime de 20 mm si 4 randuri de suruburi M24 gr.10.9 (fig. 4a).

Imbinarile sunt clasificate ca imbinari cu rezistenta partiala si semirigide (fig. 4b).

EVALUAREA STARII TEHNICE A CONSTRUCTIEI SI INTERVENTIILE PROPUSE

 Deficiente structurale si deteriorarea in timp a structurii existente

 Structura principala de rezistenta a fost finalizata in anul 2003, fara a fi insa finalizati si peretii de inchidere si partial acoperisul. In prima faza a fost evaluat nivelul de siguranta al structurii existente, in conformitate cu cerintele din normele actuale (fig. 5a). Pentru a verifica respectarea cerintelor de calitate la executie (proprietatile reale ale materialelor – clasa betonului din diafragme, pereti si plansee, clasa otelului din elemente si din suruburi) si starea tehnica a elementelor, s-au realizat investigatii vizuale si incercari nedistructive pe elementele din beton si din otel si respectiv incercari distructive in laborator. Rezultatele au confirmat clasa betonului din proiectul initial (C25/30). Testele experimentale pe epruvete de otel au aratat o varietate mare a caracteristicilor mecanice (limita de curgere), astfel ca in final s-au considerat proprietatile minime, corespunzatoare clasei de otel S235.

Analiza globala efectuata pe structura existenta a aratat ca primele trei moduri de vibratie au o componenta de torsiune semnificativa (T1 = 0.74 s, T2 = 0.64 s, T3 = 0.44 s), in special din cauza neregularitatilor geometrice atat in plan cat si in elevatie (fig. 5b).

 Evaluarea seismica a fost efectuata folosind analiza modala cu spectre de raspuns. In evaluare s-a considerat un factor de comportare q = 3. In comparatie cu norma seismica folosita la proiectarea initiala a cladirii P100/92 (P100/92, 1992), norma actuala P100/1-2013 (P100/1, 2013) prezinta o crestere de 66% a acceleratiei de proiectare (fig. 6).

 Concluziile principale care au rezultat in urma evaluarii structurale au fost:

• Peretii si grinzile de beton sunt proiectati cu limite de siguranta suficiente pentru situatiile de proiectare persistente si seismice;
• Primele moduri de vibratie sunt predominat de torsiune. Acest lucru are un efect defavorabil asupra raspunsului seismic;
• Capacitatea portanta a stalpilor in primele doua nivele si a imbinarilor grinda-stalp sunt depasite in situatia de proiectare persistenta (proiectarea din incarcari gravitationale);
• In anumite zone de planseu, este depasita sageata admisa din grinzile secundare (L/250) si din grinzile principale (L/350), unde L este deschiderea grinzii (fig. 7a).

Pe langa problemele structurale descrise anterior, s-au constatat urmatoarele deficiente:

• Conditiile atmosferice agresive (zona litorala) si absenta inchiderilor au dus la coroziunea extinsa a tablei cutate de la planseu si la coroziuni locale in elementele cadrelor metalice – grinzi, stalpi si imbinari (fig. 7b).

Lucrarile de interventie propuse

 Deficientele structurale si deteriorarile in timp cauzate de mediul agresiv asupra protectiei anticorozive au necesitat propunerea unui set de interventii. In plus, a fost luata in considerare si uniformizarea inaltimii cladirii pe toata lungimea. Astfel, au fost propuse urmatoarele interventii structurale:

• Introducerea unor contravantuiri in X pe doua nivele, intre parter si nivelul 6 in zona centrala. Aceste contravantuiri imbunatatesc rigiditatea globala si leaga cele doua zone rectangulare in zona centrala;
• Intarirea stalpilor prin adaugarea de placi suplimentare sudate pe talpi; aceasta consolidare locala a fost generata in principal de incarcarile gravitationale aduse de etajele suplimentare. Consolidarea este necesara doar pe primele 4 nivele;
• Intarirea imbinarilor grinda-stalp prin intermediul unor vute si placi de continuitate in stalpi (fig. 8). Din cauza coroziunii, s-a propus si inlocuirea suruburilor cu unele noi;
• Intarirea grinzilor principale in axele II/10-12 folosind sectiuni T, sudate de talpa inferioara;
• Din cauza coroziunii tablei cutate (care actioneaza ca armatura inferioara pentru zona de camp a planseului), planseul trebuie intarit prin dispunerea unei suprabetonari de 6 cm armata cu ϕ6/100 (fig. 9). Interactiunea planseului existent cu suprabetonarea se va face cu ancore mecanice/chimice. Solutia si rezultatele experimentale sunt descrise in partea a doua a lucrarii.

Fig. 10a prezinta propunerea de arhitectura, iar fig. 10b prezinta primul mod de vibratie. Se poate observa ca dupa uniformizarea inaltimii si introducerea de contravantuiri in X, primul mod devine de translatie si nu de torsiune. De notat faptul ca valorile perioadelor primelor trei moduri de vibratie nu s-au modificat semnificativ (T1 = 0.76 s, T2 = 0.72 s, T3 = 0.53 s). Sectiunile folosite pentru completarile etajelor retrase sunt similare cu cele folosite in structura existenta (fig. 11a). Prinderea stalpilor suplimentari se face cu sudura directa de stalpii existenti, sau prin intermediul unor gusee prinse de peretii de beton cu ancore chimice/ mecanice, acolo unde stalpii suplimentari sunt pozitionati deasupra peretilor de beton (fig. 11b).

EVALUAREA REZISTENTEI LA COLAPS PROGRESIV

 Modelarea numerica

 Robustetea structurala si prevenirea colapsului progresiv reprezinta conditii specifice de siguranta cerute de normele si standardele moderne (EN 1990, 2002), (CEN, 2006). Adoptarea unor strategii de limitare a nivelului de cedare locala poate asigura o robustete adecvata impotriva altor actiuni accidentale (de exemplu, explozii externe si atacuri teroriste) sau a oricaror altor actiuni care rezulta din cauze nespecificate. Spre exemplu, initierea unui incendiu intr-un compartiment de foc (foc localizat) poate conduce la temperaturi mari in stalpul adiacent, care prin reducerea de rigiditate si rezistenta poate ceda prin flambaj, fiind practic scos din sistemul structural. Pentru majoritatea structurilor, potentialele actiuni accidentale sunt in mare parte neidentificate, prin urmare proiectarea structurilor pentru astfel de situatii ar implica strategii de robuste te bazate in mare parte pe limitarea nivelului de cedare (Demonceau et al., 2021).

Sistemul de rezistenta la sarcini laterale al cladirii investigate este compus in principal din diafragme de beton armat, fiind proiectat sa reziste la incarcarile din vant si cele seismice fara luarea in considerare a contributiei cadrelor metalice. Nivelul de utilizare si cerintele de proiectare seismice pentru peretii de beton armat pot asigura un nivel adecvat de siguranta impotriva altor incarcari accidentale. Avand insa in vedere nivelul de utilizare din stalpii metalici si proiectarea numai la incarcari gravita tionale, scenariile accidentale care conduc la pierderea unui stalp (de ex. explozie, supraincarcare, foc localizat) pot face structura metalica sensibila la colaps progresiv (sau colaps disproportionat) (Dinu & Dubina, 2012), (Dinu et al., 2015), (Demonceau et al., 2021).

Robustetea structurala a fost evaluata folosind metoda cailor alternative de transfer al incarcarilor (AP) si procedura statica neliniara (UFC 4-023-03, 2016), (EN 1990, 2002), (EN 1995-1-1, 2008). Au fost considerate doua scenarii de pierdere a unui stalp. Metoda AP verifica raspunsul unei structuri in cazul in care cedeaza unul sau mai multe elemente structurale principale. In cazul folosirii metodei statice neliniare, stalpul este inlaturat din structura, iar structura este supusa la incarcarile gravitationale aferente situatiei de proiectare accidentala. Incarcarile gravitationale pe deschiderile adiacente elementului inlaturat si pe toate deschiderile superioare sunt date de relatia (1):

unde GN este incarcarea gravitationala amplificata pentru analiza statica neliniara, DL este incarcarea permanenta, LL este incarcarea utila si DIF este factorul de amplificare dinamica.

Incarcarea pe celelalte zone este data de (2):

unde G este incarcarea permanenta.

In analiza de robustete au fost considerate doua scenarii, respectiv pierderea stalpului interior B5 si a celui perimetral A5 (fig. 12). Aceste doua scenarii acopera toate scenariile posibile de pierdere a unui stalp. Scenariul B5 se aplica si pentru ceilalti stalpi interiori (care au incarcari gravitationale, sectiuni si imbinari asemanatoare), respectiv scenariul A5 poate fi aplicat si la scenariile D5 si D6.

Pentru a reduce cerintele de calcul, in analiza s-au considerat numai zonele dintre axele 3 si 8 (zonele dintre axele 1-3 si 9-14 nu au fost considerate in model), care pe directia longitudinala sunt marginite de pereti de beton cu rigiditate mare (zona este prezentata cu linie groasa intrerupta in fig. 12) si pot opri propagarea colapsului in afara acestor zone.

Analiza a fost efectuata in programul de calcul ETABS, folosind un model 3D. Stalpii au fost modelati folosind elemente de tip bara cu articulatii plastice de tip P-M2-M3 (acestea iau in considerare interactiunea dintre momentul incovoietor si forta axiala), definite conform prevederilor ASCE/SEI 41-13 (ASCE/ SEI 41-13, 2014), dupa cum se poate observa in fig. 13a. In fig. 13b este prezentat schematizat modelul de comportare pentru o articulatie plastica de tip M3 folosita pentru grinzile principale transversale cu imbinari cu rezistenta partiala. Conform prevederilor din (ASCE/ SEI 41-13, 2014), parametrul de modelare a (rotirea plastica la forta maxima) este 42 mrad (curgere in imbinarea grinda-stalp, mod de cedare ductil – mod 1 conform (EN 1993-1-8, 2011).

Valori similare au fost raportate si in teste experimentale pe configuratii similare (Dinu et al., 2017). Proprietatile imbinarii grinda-stalp (rigiditate, rezistenta) au fost calculate cu metoda componentelor si utilizate in modelul de calcul.

Valoarea factorului de amplificare dinamica (DIF) s-a facut conform prevederilor UFC (UFC 4-023- 03, 2016) folosind ecuatia (3):

unde:

– rotirea plastica capabila (imbinare) este 42 mrad

– rotirea la curgere este 9 mrad

Rezulta o valoare DIF egala cu 1.23.

Rezultate numerice

 Fig. 14 prezinta rezultatele analizei de robustete pentru scenariul B5. Pierderea unui stalp interior conduce la avarii suplimentare in zonele dintre axele 4 si 6, zone adiacente stalpului pierdut (fig. 14a). Curba forta-deplasare prezentata in fig. 14b arata faptul ca structura nu are rezistenta ceruta pentru prevenirea colapsului progresiv sub incarcarile gravitationale calculate cu ecuatiile (1) si (2). Mecanismul plastic este unul global (fig. 14c) dar imbinarile cu rezistenta partiala nu poseda capacitate suficienta pentru a asigura redistribuirea incarcarilor din zona afectata de pierderea stalpului B5 (fig 14d). Rezultate similare se obtin si pentru scenariul de pierdere a stalpului A5 (fig. 15). Pierderea stalpului perimetral conduce la cedarea zonei cuprinse intre axele A4/A6 – B4/B6, adiacenta stalpului pierdut, (fig. 15a). Curba forta-deplasare prezentata in fig. 15b arata faptul ca structura nu are rezistenta ceruta pentru prevenirea colapsului progresiv sub incarcarile gravitationale calculate cu ecuatiile (1) si (2) din cauza capacitatii insuficiente de legare a imbinarilor. Mecanismul de cedare implica toate grinzile din deschiderile aflate deasupra stalpului pierdut (fig. 15c, d).

 Avand in vedere optiunile limitate de interventie (cladire existenta, cu exceptia completarilor de la nivelul etajelor retrase), solutia de interventie pentru cresterea robustetii a constat in introducerea unor contravantuiri verticale in cadrele longitudinale, care sa contribuie la redistribuirea incarcarilor din zonele afectate de cedarea locala.

Pentru a acoperi toate scenariile de pierdere a unui stalp, contravantuirile sunt introduse in axele A4/A6, B1/B9 si D4/D7 (fig. 16). In noua configuratie, se reduc cerintele de rezistenta si deformatie in grinzi (si in imbinarile acestora) astfel ca se asigura rezistenta necesara pentru a preveni colapsul progresiv in cazul pierderii unui stalp. Astfel, in cazul scenariului B5, deplasarea maxima verticala este redusa la 156 mm iar rotirea plastica in grinzi este redusa la 26 mrad (mai mica decat capacitatea admisa de 42 mrad) (fig. 14b, d). Pentru scenariul A5, deplasarea maxima este redusa la 95 mm iar rotirea plastica in grinzi la 12 mrad (fig. 15b, d).

CONCLUZII

 Lucrarea prezinta interventiile propuse pentru a asigura nivelul de siguranta cerut pentru o cladire existenta cu 11 nivele. Propunerile de interventie au fost necesare atat din cauza unor degradari in timp (in special la structura metalica) cat si datorita cerintei suplimentare privind completarea nivelelor in zona etajelor retrase, si au inclus inlocuirea suruburilor din imbinarile afectate grinda-stalp si a stalpilor metalici de la nivelele inferioare, intarirea unor grinzi transversale precum si realizarea unei suprabetonari peste planseele existente. Eficienta solutiei propuse pentru intarirea planseului existent a fost testata experimental. Programul experimental a avut ca scop verificarea solutiei propuse si optimizarea ei in vederea obtinerii unei interactiuni eficiente intre planseul existent si suprabetonare. Rezultatele sunt prezentate in partea a doua a lucrarii.

Robustetea structurii la actiuni accidentale a fost verificata folosind metoda cailor alternative de transfer si doua scenarii de pierdere a stalpilor. Analiza statica neliniara a aratat faptul ca structura metalica, proiectata exclusiv din incarcari gravitationale, poate fi vulnerabila la colaps progresiv in cazul pierderii unui stalp de la primul nivel. Acest lucru se datoreaza in principal imbinarilor grinda-stalp care ofera o continuitate limita (rezistenta partiala si ductilitate limitata).

Introducerea unor contravantuiri verticale in cadrele longitudinale de la partea superioara a cladirii asigura cai suplimentare de transfer al incarcarilor si creste rezistenta la colaps progresiv.

REFERINTE

 [1] ASCE/SEI 41-13. (2014). American Society of Civil Engineers ASCE. Seismic Rehabilitation of Existing Buildings;

[2] CEN. (2006). Eurocode 1: Actions on structures. Part 1-7: Accidental actions. European Committee for Standardisation;

[3] DEMONCEAU, J. F., GOLEA, T., JASPART, J. P., ELGHAZOULI, A., KHALIL, Z., SANTIAGO, A., SANTOS, A. F., SIMOES da SILVA, L., KUHLMANN, U., SKARMOUTSOS, G., BALDASSINO, N., ZANDONINI, R., BERNARDI, M., ZORDAN, M., DINU, F., MARGINEAN, I., JAKAB, D., DUBINA, D., WERTZ, F., … ANWAAR OMER. (2021). FAILNOMORE – D2-3 – Technically complete draft of the design manual in English [RFCS Deliverable];

[4] Design of Buildings to Resist Progressive Collapse. (2016). Department of Defense DoD;

[5] DINU, F., & DUBINA, D. (2012). Robustness based design of steel building frames under extreme loads (F. Mazzolani & R. Herrera, Eds.). CRC Press-Taylor & Francis Group;

[6] DINU, F., DUBINA, D., & MARGINEAN, I. (2015). Improving the structural robustness of multistory steel-frame buildings. Structure and Infrastructure Engineering, 11(8), 1028–1041. https://doi.org /10.1080/15732479.2014.927509;

[7] DINU, F., MARGINEAN, I., & DUBINA, D. (2017). Experimental testing and numerical modelling of steel moment-frame connections under column loss. Engineering Structures, 151, 861–878. https: //doi.ora/10.1016/i.enastruct.2017.0 8.068;

[8] EN 1990. (2002). Eurocode 0: Basis of Design (CEN). European Committee for Standardisation;

[9] EN 1993-1-8. (2011). Eurocode 3: Design of steel structures – Part 1-8: Design of joints. European Committee for Standardisation;

[10] EN 1995-1-1. (2008). Educational Materials for Designing and Testing of Timber Structures – TEMTIS. Handbook 2 – Design of timber structures according to Eurocode 5. 2008. Leonardo da Vinci Pilot Project. 138 p;

[11] P100/1. (2013). P100- 1/2013 – Code for the seismic design of buildings. Part 1: Design rules for buildings, Monitorul Oficial, Part 1, Issue 558 (in Romanian);

[12] P100/92. (1992). P100- 92: Romanian Code for the seismic design of residential, social-cultural, agricultural, and industrial buildings.

(va urma)

 Autori:

prof. univ. dr. ing. Florea DINU, prof. univ. dr. ing. Dan DUBINA – Universitatea Politehnica Timisoara, Departamentul de Constructii Metalice si Mecanica Constructiilor. Academia Romana, Filiala Timisoara

s. l. dr. ing. Calin NEAGU – Universitatea Politehnica Timisoara, Departamentul CMMC

ing. Constantin STANCIU – Structural ING LTD

…citeste articolul integral in Revista Constructiilor nr. 198 – decembrie 2022, pag.140-145