Buletin stiintific 4 - bs.rs.utcb.robs.rs.utcb.ro/arh/arhiva2012/doctoral_nr4_2012.pdf · ZIDĂRIA CONFINATĂ CU GRILE POLIMERICE ... Cuvinte cheie: perete cortină, modelare numerică,

BULETINUL ŞTIINŢIFIC

AL

UNIVERSITĂŢII TEHNICE DE CONSTRUCŢII

BUCUREŞTI

SERIE NOUĂ

Nr. 4 Decembrie 2012

Disclaimer With respect to documents available from this journal neither T.U.C.E.B. nor any of its employees make any warranty, express or implied, or assume any legal liability or responsibility for the accuracy, completeness, or usefulness of any information, apparatus, product, or process disclosed. Reference herein to any specific commercial products, process, or service by trade name, trademark, manufacturer, or otherwise, does not necessarily constitute or imply its endorsement, recommendation, or favoring by the T.U.C.E.B. The views and opinions of authors expressed herein do not necessarily state or reflect those of T.U.C.E.B., and shall not be used for advertising or product endorsement purposes …………………………………………. …………………………………………. …………………………………………. Cu privire la documentele prezente în acest buletin, nici UTCB şi niciunul din angajaţii săi nu garantează, explicit sau implicit, şi nici nu îşi asumă vreo obligaţie legală sau responsabilitate pentru corectitudinea, caracterul complet sau utilitatea oricăror informaţii, aparate, produse sau procese prezentate. Orice referinţă care se face în documentul de faţă la produse comerciale, procese sau servicii, folosindu-se numele de marcă, numele producătorului sau altele de acelaşi tip nu constituie în mod necesar o susţinere, recomandare sau favorizare a acestora de către UTCB. Părerile şi opiniile autorilor, exprimate în documentul de faţă, nu reflectă în mod necesar părerile şi opiniile UTCB şi ele nu vor fi folosite pentru a face reclamă sau pentru a susţine vreun produs

CUPRINS

STUDIU PARAMETRIC PRIVIND CAPACITATEA DE DEFORMARE ÎN PLAN PROPRIU A PEREŢILOR CORTINĂ .................................................................................................................................. 5 Mircea Bârnaure DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ ŞI ANALITICĂ A CARACTERISTICILOR DINAMICE PROPRII ALE UNEI STAVILE SEGMENT .................................................................................................. 11 Daniel Bîtcă ASPECTE METODOLOGICE PRIVIND EVALUAREA CONDIŢIILOR DE TEREN CU APLICAŢII ÎN STUDIILE DE MICROZONARE SEISMICĂ ........................................................................................ 19 Elena-Andreea Călăraşu COMPORTAREA CLĂDIRILOR DIN BETON ARMAT DE JOASĂ ÎNĂLŢIME LA ACŢIUNI SEISMICE ...................................................................................................................................... 27 Mariana Cătălina Călin ZIDĂRIA CONFINATĂ CU GRILE POLIMERICE ŞI CU ARMĂTURĂ DE OŢEL ........................... 36 Alina-Mariana Codiţă CALCULUL VITEZEI DE FRECARE UTILIZÂND DISTRIBUŢIA PROFILULUI DE VITEZE ...... 45 Elena Iatan EVALUAREA PERTURBAŢIILOR GENERATE DE ACŢIONAREA CU TURAŢIE VARIABILĂ A MOTOARELOR ASINCRONE TRIFAZATE ............................................................................................. 49 Alexandru Mircea Iatan PROGNOZA GRADULUI DE COLMATARE PENTRU UN LAC DE ACUMULARE ......................... 58 Bogdan Marcu, Iulian Iancu REDIRECŢIONAREA APEI DE SPĂLARE – O SOLUŢIE PENTRU EFICIENTIZAREA SISTEMULUI DE ALIMENTARE CU APĂ ................................................................................................ 65 Cătălina Adriana Mareş Isbăşoiu PROCEDEE DE CONSOLIDARE A UNOR CLĂDIRI DE LOCUIT MULTIETAJATE VULNERABILE SEISMIC ............................................................................................................................. 85 Adrian Manolache UTILIZAREA UNOR DEŞEURI SOLIDE INDUSTRIALE ÎN INGINERIA GEOTEHNICĂ .............. 93 Ana Elisabeta Oros (Daraban) MATERIAL COMPOZIT FUNCŢIONALIZAT POLIVALENT, CU ROL ÎN DEPOLUARE A APELOR UZATE....................................................................................................................................... 101 Nicoleta Petrea, Petrişor Zamora Iordache, Gabriel Racoviţeanu STUDII PRIVIND UTILIZAREA IZOLATORILOR SEISMICI DE BAZĂ LA REDUCEREA VULNERABILITĂŢILOR SEISMICE ALE CLĂDIRILOR EXISTENTE CU STRUCTURA ÎN CADRE DIN BETON ARMAT ................................................................................................................. 112 Taha Kayed VERIFICAREA SECŢIUNILOR STÂLPILOR CADRELOR DIN BETON ARMAT LA COMPRESIUNE EXCENTRICĂ OBLICĂ ............................................................................................... 119 Stelică Tobă SISTEM GIS DE ADMINISTRARE CENTRALIZATĂ PENTRU PROTECŢIA SITURILOR ARHEOLOGICE, ANSAMBLURILOR ŞI MONUMENTELOR ISTORICE DIN ROMÂNIA .......... 128 Florina Vătafu STUDII PARAMETRICE ASUPRA COMPORTĂRII COMPONENTELOR SPRIJINIRII PRIMARE ÎN N.M.A. .................................................................................................................................... 137 Mihai-Iulian Zaharia

BULETINUL ŞTIINȚIFIC U.T.C.B. NR. 4/2012 5

STUDIU PARAMETRIC PRIVIND CAPACITATEA DE DEFORMARE ÎN PLAN PROPRIU A PEREŢILOR CORTINĂ

PARAMETRIC STUDY ON THE LIMITS OF IN PLANE DEFORMATION FOR CURTAIN WALLS

MIRCEA BÂRNAURE1

Rezumat: În lucrare este analizată, pe baza unui model numeric, influenţa mai multor parametri asupra capacităţii de deformare a unui perete cortină vitrat cu montaj pe schelet solicitat în plan propriu prin deplasări impuse la nivelul reazemelor. Parametrii consideraţi sunt dimensiunile panoului vitrat, spaţiul liber dintre acesta şi rama de aluminiu, jocul posibil la nivelul reazemelor şi prelucrarea marginilor panourilor. Sunt făcute comparaţii cu testele de laborator.

Cuvinte cheie: perete cortină, modelare numerică, deformare în plan propriu

Abstract: The paper discusses the influence of several parameters on the maximum displacement capacity of a stick-built glazed curtain wall subjected to an imposed displacement of the supports in the plane of the wall. The considered parameters are the dimensions of the glazed panel, the gap between the panel and the aluminium frame, the gap between the supports and the mullions, and glass panel edge finishing. Comparisons are made to laboratory testing results.

Keywords: curtain wall, numerical modeling, in plane deformation

1. Introducere

În timpul cutremurelor, faţadele cortină pot fi solicitate prin deplasări impuse de mişcările zonelor din structura construcţiei în care sunt amplasate prinderile faţadei cortină (efect indirect). În cazul în care peretele cortină nu prezintă o capacitate de deformare suficientă, pot apărea degradări, cele mai frecvente fiind la nivelul panourilor vitrate [1,2].

Normele de proiectare pentru pereţi cortină [3,4] recomandă ca toate deplasările în plan să fie asigurate de un decalaj între panourile vitrate sau între panourile de sticlă şi montanţi, egal cu distanţa de separare completă calculată în fiecare direcţie. Se consideră că singurii parametri care influenţează capacitatea unui panou vitrat de a prelua o deplasare relativă în plan sunt spaţiul dintre ramă şi geam şi dimensiunile panoului. Valoarea deformaţiei totale laterale poate fi exprimată în funcţie de dimensiunile panoului, înălţime (h), lăţime (b) şi de distanţele libere între geam şi ramă pe orizontală (c1) şi verticală (c2), cu relaţia:

21

12 1

⎛ ⎞Δ = +⎜ ⎟

⎝ ⎠

hccbc (1)

Relativa lipsă de deteriorare a unor pereţi cortină în urma cutremurelor a sugerat că mişcări mai complexe ale componentelor, în raport unele cu altele şi cu structura de rezistenţă, pot uneori oferi protecţie pereţilor cortină şi panourilor vitrate. Geamurile au avut de multe ori capacitatea de a rezista la deplasări mai mari decât cele estimate fără a se sparge.

1Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering Industrial and Agricultural Buildings) Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Mihai Voiculescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)

6 BULETINUL ŞTIINȚIFIC U.T.C.B. NR. 4/2012

Teste de laborator recente [5-8] indică, de asemenea, valori observate mai mari decât cele calculate pentru deplasările la care se produce spargerea panourilor vitrate.

Ne propunem ca, pornind de la rezultate obţinute prin simulări numerice pe modele cu element finit să identificăm principalii parametri care influenţează capacitatea de deformare corespunzând stărilor limită pentru pereţii cortină.

2. Ipoteze şi parametri de calcul

Studiile de laborator asupra sistemelor de pereţi cortină au indicat că nivelul de deplasare la nivelul reazemelor care determină spargerea panourilor vitrate depinde de anumiţi parametri. Încă de la primele studii privind comportarea seismică [5] s-a constatat că tipul de ramă influenţează în mod semnificativ comportarea şi că panourile vitrate pot avea o capacitate de deplasare foarte mare (până la 8% deplasare relativă între etaje). Această capacitate de deplasare a fost atribuită spaţiului important dintre montant şi geam folosit în practica curentă.

După experienţa cutremurului de la Northridge, a fost derulat un program extins de testare la universitatea Missouri-Rolla [6]. Cercetările au indicat că există o anumită influenţă asupra limitei ultime datorată tipului de sticlă şi modului de fixare, dar că pentru starea limită de serviciu influenţa acestor parametri este minimă.

Un studiu din 2006 [7] a indicat că poate fi ameliorată capacitatea de deformare a pereţilor cortină dacă se prelucrează marginile panourilor vitrate. Cele mai bune rezultate au fost obţinute când s-au utilizat panouri cu colţurile rotunjite.

În 2009 a fost efectuat un studiu experimental la University of California [8] care a indicat că deplasarea relativă maximă a pereţilor cortină este influenţată atât de geometria panourilor, cât şi de modul de aplicare a încărcării.

Am creat un model numeric care permite simularea unei deplasări impuse a reazemelor în planul propriu al peretelui cortină. Acesta a fost prezentat într-un articol anterior [9]. Peretele cortină reprezentat în model conţine trei panouri vitrate de 1480 mm lăţime şi înălţimi de 1600, 2200 şi, respectiv 3800 mm. Parametrii care pot fi variaţi în calcul sunt spaţiul liber dintre ramă şi geam la partea superioară (GS) sau pe lateral (GL) şi spaţiul liber dintre montantul peretelui cortină şi aparatul de rezemare perfect rigid (GM). Încărcarea este aplicată static, în 25 de paşi, deplasarea maxim impusă la nivelul reazemelor de la partea superioară fiind de 100 mm.

3. Rezultatele simulărilor numerice

Primul parametru analizat a fost influenţa adâncimii buzunarului de culisare, adică a spaţiului liber dintre geam şi ramă. Au fost realizate multiple simulări, pentru care s-a variat spaţiul liber pe orizontală (GL) şi spaţiul liber la partea superioară (GS).

Valorile GL şi GS au variat între 2 mm şi 12 mm, valorile permise de sistemele uzuale de pereţi cortină cu montaj pe schelet [10]. Valoarea spaţiului liber la partea inferioară a panoului vitrat, GJ, a fost menţinută constantă la 2 mm. Distanţa liberă dintre montant şi aparatul de reazem, GM, a fost considerată cu o valoare constantă de 4 mm.

Formula simplificată de evaluare a deplasării capabile (1) indică o variaţie liniară în funcţie de spaţiul liber pe lateralul panoului. În figura 1 s-a reprezentat variaţia obţinută pe baza modelului pentru diferite valori ale spaţiului liber GS pentru fiecare panou vitrat.


Fig. 1.a - Variaţia deplasării relative de nivel la starea limită de serviciu în funcţie de distanţa GL pentru panoul

148x380cm

Fig. 1.b - Variaţia deplasării relative de nivel la starea limită de serviciu în funcţie de distanţa GL pentru

panoul 148x220cm

Fig. 1.c - Variaţia deplasării relative de nivel la starea limită de serviciu în funcţie de distanţa GL pentru panoul 148x160cm

Valorile măsurate indică într-adevăr o variaţie liniară în funcţie de GL. Pot fi făcute două observaţii interesante. Prima este că pentru toate datele măsurate, modelul cu element finit conduce la valori superioare faţă de cele estimate pe baza relaţiei (1). A doua observaţie este că panta curbei de variaţie este mai mare în cazul panourilor mici.

În figura 2 s-a reprezentat pentru diferitele valori GL, GS raportul dintre deplasarea măsurată şi cea calculată pe baza relaţiei menţionate. Se observă într-adevăr că modelul conduce la obţinerea unor valori de 1,40 la 3,80 ori mai mari şi că pentru fiecare pereche GL, GS, creşterea este cu atât mai mare cu cât dimensiunile panoului sunt mai mici.

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 4 8 12

Dep

lasa

re r

elat

iva

la s

tare

a lim

ita

de s

ervi

ciu

(%)

Distanta GL dintre panou si montanti (mm)GS 2 GS 4GS 6 GS 8GS 10 GS12GS 6 Calculat

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 4 8 12

Dep

lasa

re r

elat

iva

la s

tare

a lim

ita

de s

ervi

ciu

(%)

Distanta GL dintre panou si montanti (mm)GS 2 GS 4

GS 6 GS 8GS 10 GS 12GS 6 Calculat

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 4 8 12

Dep

lasa

re r

elat

iva

la s

tare

a lim

ita

de se

rvic

iu (%

)

Distanta GL dintre panou si montanti (mm)

GS 2

GS 4

GS 6

GS 8

GS 10

GS 12

GS 6 Calculat


Fig. 2 - Raport între deplasările relative la starea limită de serviciu determinate pe baza modelului şi deplasările

relative maxime calculate pe baza formulei (1)

Aceste diferenţe importante sunt în concordanţă cu rezultatele testelor experimentale şi pot fi explicate prin faptul că modelul ţine seama de deformarea panourile în afara planului propriu precum şi de deformarea din zona reazemelor, care nu sunt luate în considerare în formula de dimensionare simplificată. O a doua explicaţie este că spargerea nu se produce exact în momentul contactului. Deşi evoluţia eforturilor este rapidă, sunt necesari câţiva paşi suplimentari de încărcare după contact pentru ca rezistenţa panoului vitrat să fie depăşită.

Nu în ultimul rând, trebuie să precizăm că a fost considerat că şi la partea inferioară deplasarea este liberă. Deşi şi formula de calcul conţine această ipoteză, calele de rezemare a geamurilor pe rigle sunt practic indeformabile. Din acest motiv, considerăm că este posibil ca în realitate ruperea să survină mai rapid decât în simularea numerică.

S-a verificat şi legea de variaţie a deplasării în funcţie de GS, pentru valori constante ale GL. În figura 3 s-a reprezentat curbele obţinute pentru panoul 148 x 220 cm, curbele pentru celelalte panouri fiind similare.

Fig. 3 - Variaţia deplasării relative la starea limită de serviciu în funcţie de distanţa GS dintre panoul vitrat 148 x 220 cm şi rigla superioară

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12H=380 2,52 2,19 2,16 1,83 1,59 1,40 2,06 1,88 1,90 1,66 1,58 1,52H=220 3,22 3,16 2,90 2,73 2,62 2,40 3,10 2,84 2,87 2,57 2,49 2,43H=160 3,84 3,25 3,43 2,95 2,80 2,54 3,81 3,31 3,25 2,85 2,87 2,62

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

Dm

odel

/ D

estim

at

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 4 8 12Dep

lasa

re r

elat

iva

la s

tare

a lim

ita

de se

rvic

iu (%

)

Distanta GS dintre panoul vitrat si rigla superioara (mm)GL 2 GL 4 GL 6 GL 8GL 10 GL 12 GL 6 Calculat


Al doilea parametru analizat a fost posibilitatea de deplasare liberă a montantului în zona de reazem. Pentru anumite perechi de valori GL, GS am analizat influenţa parametrului GM asupra deplasării maxime. Valorile GM au fost considerate între 2 şi 12 mm.

Fig. 4 - Variaţia deplasării relative la starea limită de serviciu în funcţie de distanţa GM dintre

aparatul de reazem şi montant, pentru panoul 148 x 380 cm

Pe baza valorilor măsurate, s-a reprezentat grafic, în figura 4, variaţia deplasărilor în funcţie de parametrul GM. Se observă că este o variaţie liniară şi că efectul creşterii GM este mai mare în situaţiile în care spaţiile GL şi GS sunt reduse. Creşterea valorilor GM între 2 şi 12 mm a permis o creştere a deplasărilor capabile cu până la 70% în cazul în care GL = GS = 2 mm şi 20% pentru cazul în care GL = GS = 6 mm. Procentual, sporul de deplasare este similar pentru toate dimensiunile de panouri.

Important de menţionat că aparatele de rezemare au fost considerate, în modelul de calcul, ca fiind perfect rigide. Simulări preliminare au indicat că deformarea proprie a aparatelor de rezemare pot conduce la valori cu până la 15% mai mari a deplasărilor pentru care se produce spargerea panourilor vitrate.

Al treilea parametru analizat a fost prelucrarea colţurilor panourilor. Conform datelor experimentale [7], aceasta permite sporuri de deplasare de peste 20%. În modelul numeric [9] au fost modificate elementele pe zona de colţ pentru a simula o rotunjire cu raza de 2,50 cm a panoului vitrat. O zonă de colţ modificată este reprezentată în figura 5.

Au fost considerate valorile GJ = 2 mm şi GM = 2 mm şi a fost determinată valoarea deplasării limită pentru diferite perechi GL, GS.

Fig. 5 - Zonă de colţ modificată

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

0 4 8 12Dep

lasa

re r

elat

iva

la s

tare

a lim

ita

de

serv

iciu

(%)

Distanta GM dintre montant si aparatul de reazem (mm)GL 2 GS 2 GL 8 GS 2

GL 2 GS 8 GL 6 GS 6


Fig. 6 - Raportul deplasărilor la starea limită de serviciu pentru panouri cu colţuri rotunjite şi panouri simple

În figura 6 este reprezentată variaţia deplasării capabile obţinută prin rotunjirea colţurilor. Dacă pentru panoul cel mai mare se obţine o ameliorare de 10-20%, efectul este insesizabil în cazul panourilor mai mici, în special pentru valori mari ale adâncimii buzunarului de culisare.

5. Concluzii

Au fost efectuate simulări numerice privind comportarea pereţilor cortină deformaţi în plan propriu. Parametrii consideraţi au fost dimensiunea panourilor, jocurile posibile la nivelul reazemelor sau între panoul vitrat şi rama de aluminiu şi prelucrarea marginilor panourilor.

Deplasarea capabilă variază liniar în funcţie de spaţiile libere dintre panoul vitrat şi rama de aluminiu. Panta curbelor indică o influenţă mai mare a acestui parametru decât cea estimată pe baza formulei simplificate, în special pentru panourile de mici dimensiuni.

Deplasarea capabilă variază liniar şi în funcţie de spaţiul liber dintre montant şi aparatul de rezemare. Creşterea capacităţii de deformare este mai importantă în situaţiile în care spaţiul dintre panoul vitrat şi ramă are dimensiuni reduse.

Prelucrarea marginilor panourilor vitrate conduce la un spor nesemnificativ al capacităţii de deformare la starea limită de serviciu în cazul panourilor de dimensiuni reduse.

Din punct de vede calitativ şi cantitativ, comportarea observată pe model corespunde testelor de laborator, valorile de deplasări obţinute fiind de 1,40 la 3,80 ori mai mari decât cele estimate, sporul fiind mai semnificativ în special pentru panourile de mici dimensiuni.

Bibliografie [1] Earthquake Engineering Research Institute, 1995. Northridge earthquake reconnaissance report. Earthquake

Spectra Vol. 11(2) [2] Earthquake Engineering Research Institute, 1995. The Hyogo-ken Nanbu Earthquake January 17, 1995:

Preliminary Reconnaissance Report. Earthquake Engineering Research Institute Report Nr. 95-04 [3] NP 102 – 2004. Normativ pentru proiectarea şi montajul pereţilor cortină pentru satisfacerea cerinţelor de

calitate prevăzute de Legea nr. 10/1995 [4] P100–1/2006. Cod de proiectare seismică - Partea I - Prevederi de proiectare pentru clădiri [5] Bouwkamp, J. G., 1960. Behaviour of window panels under in-plane forces. Structures Material Research

Series, University of California, Berkeley, California [6] Behr,R.A.,1998 Seismic Performance of Architectural Glass in Mid-Rise Curtain Wall. Journal of Architectural

Engineering, Vol. 4(3) [7] Memari, A.M., ş.a., 2006. Architectural Glass Panels with Rounded Corners to Mitigate Earthquake Damage.

Earthquake Spectra Journal, Vol. 22(1) [8] Hutchinson, T.C., Eva, C., 2009. Experimental evaluation of the in-plane seismic behavior of store-front

window systems. University of California, San Diego La Jolla [9] Bârnaure, M., Voiculescu, M., 2011. Analiza comportării pereţilor cortină la acţiunea seismică pe baza

modelării numerice. Proceedings Conferinţa Naţională „Ingineria Clădirilor”, Bucureşti [10] Schüco International KG, 2009. Product catalogue. www.schueco.com

1 2 3 4148x330 1,33 1,17 1,09 1,23

148x220 1,14 1,00 1,08 1,00

148x160 1,14 1,00 1,00 1,00

0,800,901,001,101,201,301,40

Dsl

s,r

/ D

sls,

n


DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ ŞI ANALITICĂ A CARACTERISTICILOR DINAMICE PROPRII ALE

UNEI STAVILE SEGMENT

EXPERIMENTAL AND ANALYTICAL STUDIES ON DYNAMIC CHARACTERISTICS OF RADIAL HYDRAULIC GATE

DANIEL BÎTCĂ1

Rezumat: În lucrare sunt prezentate rezultatele unui studiu analitic și experimental de determinare și măsurare a caracteristicilor dinamice proprii ale unei stavile segment, utilizând programe de calcul cu element finit și diferite echipamente de măsurare a vibrațiilor.

Cuvinte cheie: stavilă, vibrații, analiza dinamică, perioade proprii de vibrații

Abstract: This paper presents the results of an analytical and experimental study which determines and measures the dynamic characteristics of a radial hydraulic gate (Tainter gate) using finite element software and different equipments for vibration measuring.

Keywords: hydraulic gate, vibrations, dynamic analysis, eigenperiods

1. Introducere și obiectivele studiului

Stavilele, pe durata de exploatare, sunt supuse solicitărilor dinamice, vibrații datorate pulsației lamei de apă care trece pe deasupra sau pe sub stavilă (în special când aceasta este parțial ridicată de pe prag) sau ca urmare a propagării în aval a vortexurilor ce se formează la partea amonte a muchiei stavilei [1]. Solicitări dinamice in corpul stavilelor pot apărea şi în cazuri speciale de încărcări, cum ar fi acțiunea seismică sau acțiunea valurilor. Solicitările dinamice pot conduce la apariția fenomenului de rezonanță, fenomen ce poate avea ca rezultat cedări locale ale elementelor sau apariția fenomenului de oboseală a materialelor, ceea ce poate pune în pericol siguranța construcției hidrotehnice deservite [4], [5]. Astfel, la proiectarea stavilelor ce deservesc construcțiile hidrotehnice, este foarte importantă cunoașterea caracteristicilor dinamice proprii ale acestora şi calibrarea acestora în vederea evitării apariției fenomenului de rezonanță.

Rezultatele studiului privind determinarea caracteristicilor dinamice ale stavilelor segment pot fi aplicate la urmărirea comportării în timp a construcțiilor hidrotehnice, prin urmărirea modificării caracteristicilor dinamice ale acestora. Evaluarea caracteristicilor dinamice proprii ale construcțiilor hidrotehnice şi urmărirea evoluției acestora în timp este strâns legată de proprietățile fizice ale construcției (caracteristicile geometrice ale construcției, condițiile de rezemare, constantele elastice, densitatea de masă). Fiecare construcție își are propria „amprentă dinamică”, iar orice modificare a proprietaților fizice ale construcției are efecte şi asupra comportării dinamice a structurii şi poate fi pusă în evidență printr-o urmărire atentă a caracteristicilor dinamice ale construcției (monitorizare dinamică).

1 Asistent drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant, PhD Student, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering, Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof univ.dr.ing. Şerban Dima, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Monitorizarea structurală dinamică este utilizată în prezent în mai multe domenii ale ingineriei, cum ar fi echipamentele mecanice, industria aeronautică şi de navigație, dar şi ingineria civilă. În domeniul ingineriei civile testele dinamice s-au făcut începând cu anii 1980 [2], în general la studiul structurilor flexibile, clădiri cu înălțime mare, poduri metalice sau din beton armat post tensionate cu deschideri mari, șarpante metalice sau din lemn stratificat cu deschidere mare, etc. Aceste metode sunt în prezent utilizate mai ales în situațiile în care sunt sesizate modificări ale comportării elementelor structurale. Metodele de urmărire şi control se bazează pe premisa că schimbările caracteristicilor dinamice proprii sunt observabile şi că pot fi legate de modificări ale parametrilor fizici ai construcției.

Caracteristicile dinamice proprii ale construcțiilor şi părților de construcții pot fi determinate prin măsurarea vibrațiilor ambientale sau prin măsurarea unor vibrații libere rezultate în urma unor excitații forțate. În lucrarea de față se prezinta două metode de determinare experimentală a vibrațiilor stavilelor și comparația rezultatelor măsurate cu rezultatele unui calcul numeric obținute utilizând programul de element finit SAP2000.

2. Determinarea caracteristicilor dinamice ale unei stavile segment cu ajutorul programelor de calcul cu element finit

Pentru a putea determina caracteristicile modale ale unei stavile segment, a fost realizat un model fizic, la scara redusă, a unei stavile cu dimensiunile de 4.00 m x 4.00 m. Modelul a fost realizat în cadrul Departamentului de Construcții Metalice, Management și Grafică Inginerească, la scara 1:4, cu dimensiunile tablei de retenție de 2,5x1000x1000 mm. Această stavilă a fost apoi modelată în programul de calcul SAP2000 [9]. Modelarea stavilei și a elementelor de rezemare a acesteia s-a facut cu elemente de placă de tip shell.

Fig. 1 - Modelul la scară redusă al stavilei segment (modelul fizic şi modelarea cu elemente finite de tip “shell” în

programul SAP2000).

Masa adițională a apei din frontul barat a fost calculată după formula lui Westergaard [3]:

kgAzHg

m 226125.2875.281.9

100087

87

1 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅=γ

(1)

Aceste mase au fost distribuite în 9 puncte (~25 kg în fiecare punct), atașate rigid de structura stavilei sub forma unor discuri metalice cu diametrul de 300 mm şi a unor greutăți etalon hexagonale din fontă cu masa de 20 kg ( Fig. 1).

În programul de calcul SAP2000 [9]a fost modelată stavila la scară redusă, inclusiv dispozitivele de rezemare şi fixare a stavilei. Au fost determinate caracteristicile dinamice ale stavilei în două


situații: stavila ridicată, fără legături pe prag sau legături laterale şi stavila coborâtă pe prag (dar tot fără legături laterale). Rezemarea pe prag a stavilei a fost modelată în programul de calcul cu resoarte (springs) în punctele de la baza tablei de retenție, cu rigiditate atât în plan vertical, cât şi în plan orizontal. Calculul a pus în evidență perioade proprii de vibrații de 0,07531 s pentru stavila coborâtă pe prag și de 0,1455 s. în cazul stavilei ridicată de pe prag (tabelul 1).

Rezultatele analizei modale pe stavila la scară redusă au fost completate de măsurători de vibrații şi determinarea frecvențelor proprii de vibrație ale stavilei, prin măsurarea vibrațiilor libere şi prin măsurarea vibrațiilor forțate. Măsurătorile au fost realizate cu diferite echipamente de măsură: echipamente clasice (cu sprijinul colegilor din Departamentului de Construcții din Beton Armat din cadrul UTCB, cărora le mulțumesc și pe această cale) și echipamente cu costuri reduse de achiziție propuse de autorul lucrării, atât pentru stavila aşezată pe prag, cât şi pentru stavila ridicată, în ambele cazuri fără a se ține seama de condițiile reale de rezemare laterală (etanșări). Scopul studiului îl reprezintă posibilitatea realizării măsurătorilor vibrațiilor stavilelor utilizând echipamente cu cost redus de achiziție, în vederea stabilirii caracteristicilor dinamice proprii ale stavilelor (perioade, frecvențe de vibrație).

3. Determinarea caracteristicilor dinamice proprii ale stavilei prin măsurarea vibrațiilor ambientale

În cazul vibrațiilor ambientale energia ajunge la amplasament şi este transmisă construcțiilor sub forma unor multitudini de tipuri de unde suprapuse, care se propagă sub diferite forme. Nivelul energiei este destul de redus, însă aceasta este prezentă în mod continuu. Fenomenul este dificil de caracterizat, de modelat şi de cuantificat.

Sistemul de achiziție a datelor folosit pentru măsurarea vibrațiilor este un sistem portabil digital Kinemetrics VSS-3000 (Kinemetrics, Pasadena, USA) [10], proiectat pentru măsurarea vibrațiilor ambientale şi forțate (Fig. 2). Senzorii pentru înregistrarea vibrațiilor sunt senzori Episensor FBA ES-U pentru accelerații, produși tot de Kinemetrics. Senzorii au o bandă largă de frecvențe de înregistrare (0-200 Hz). Amplitudinea maximă a semnalului înregistrat este reglabilă (de la 0,25g la 4g), funcție de necesități. VSS-3000 are integrată o placă de achiziție DaqBook/216, cu rezoluție Analog/Digital de 16biti. Software-ul pentru achiziția şi procesarea datelor este DaisyLab v.5.

Fig. 2 - Determinarea caracteristicilor dinamice proprii ale stavilei prin măsurarea vibrațiilor ambientale

Măsurătorile s-au efectuat cu o rata de eșantionare de 1000 Hz. Semnalul înregistrat a fost filtrat cu un filtru Butterworth de ordinul 2 (low pass de 50 Hz şi high pass de 1 Hz).


Fig. 3 - Înregistrarea şi analiza Fourier pentru prima înregistrare (canal 1) F=13.1Hz

Au fost înregistrate vibrațiile ambientale pe două direcții ortogonale, în lungul brațelor stavilei și perpendicular pe direcția brațelor stavilei. În Fig. 3 sunt prezentate rezultatele măsurătorilor (accelerograma) și ale prelucrării datelor înregistrate (analiza Fourier) pentru stavila coborâtă pe prag, pe direcția tablei de retenție.

4. Determinarea caracteristicilor dinamice proprii ale stavilei prin măsurarea vibrațiilor libere rezultate în urma excitațiilor forțate

În cazul încercărilor pentru determinarea caracteristicilor dinamice proprii ale stavilei segment utilizând echipamente cu cost de achiziție redus, s-a folosit metoda vibrațiilor libere rezultate în urma unor excitații forțate. Prin această metodă vibrațiile în corpul stavilei sunt induse cu ajutorul unui excitator (generator de vibrații), măsurându-se apoi vibrațiile libere ale stavilei. În cazul de față, pentru inducerea acestor oscilații în corpul stavilei s-a folosit un ciocan de cauciuc. Cu ajutorul traductoarelor de accelerații şi a aparaturii de măsurare şi achiziție a datelor au fost înregistrate oscilațiile de răspuns ale stavilei.

Pentru măsurătorile de vibrații, în vederea determinării caracteristicilor dinamice proprii ale stavilelor analizate, autorul articolului a propus și a utilizat echipamente existente pe piață, echipamente care au un cost de achiziție şi de întreținere redus. S-a încercat utilizarea unor montaje compacte, proiectate în scopul măsurării şi înregistrării accelerațiilor construcțiilor şi a echipamentelor.

Un astfel de echipament (montaj de tip 1) este placa de dezvoltare produsă de compania americană Analog Devices (Fig. 4, a), care are în componență un senzor digital triaxial ADXL345 [7]. Acesta este un accelerometru cu rezoluție mare, (de maxim 13 bits) care poate fi calibrat pentru măsurători cu accelerație maxima de 2g, 4g, 8g sau 16g şi are o sensibilitate de ±1%. Frecvența de citire a datelor este cuprinsă între 0.1 Hz şi 3200 Hz. Placa de dezvoltare preia informațiile de la senzor şi le stochează pe un card de memorie Micro Secure Digital. Avantajul acestui echipament este că funcționează independent, fără a depinde de un echipament


extern de prelucrare şi stocare a datelor, însa are dezavantajul unor citiri “oarbe” a datelor, care apoi pot fi verificate şi validate.

Un alt dispozitiv pentru măsurarea accelerațiilor propus și utilizat de autor (montaj tip 2) este alcătuit dintr-o placă de achiziție (placa de dezvoltare) Arduino [8] , (Fig. 4, b), folosită în general de programatorii amatori pentru diverse aplicații, care însă poate citi informațiile de la un senzor de accelerație digital sau analogic.

Pentru măsurătorile de vibrații ale stavilei segment analizate autorul a utilizat un montaj (tip 2) cu un senzor analogic ADXL 335 produs tot de Analog Devices (Fig. 5). Acest senzor este calibrat la o intensitate a accelerației de 3g. Frecvența de măsurare a senzorului este de 1600 Hz (pe direcțiile 0x şi 0y, respectiv 550 Hz pe direcția 0z). Această alcătuire are avantajul că datele sunt transmise unui sistem de prelucrare şi vizualizare a datelor în timp real. Dezavantajul este că legăturile între senzor-placă de achiziție şi sistem se fac utilizând cabluri de legătură, cabluri care au lungime limitată, fapt care în anumite situații poate conduce la imposibilitatea realizării măsurătorilor.

a) b)

Fig. 4 - Diferite montaje propuse de autor pentru măsurarea vibrațiilor stavilelor analizate: a) placa de dezvoltare Analog Devices (tip 1) [7]; b) montaj (tip 2) cu placa de dezvoltare Arduino [8]

Fig. 5 - Schema de montaj (tip 2) utilizată pentru măsurători (PC-Arduino-ADXL335)

Pentru măsurătorile efectuate asupra stavilei segment la scară redusă, senzorul a fost amplasat aproape de centrul de greutate al stavilei (Fig. 6).


Fig. 6 - Amplasarea senzorilor pe structura stavilei

Pentru măsurătorile dinamice, echipamentul de achiziție a datelor (senzorul şi placa de achiziție) a fost calibrat la o frecvență de 66 Hz. Înregistrările au fost realizate pe o durată de 30 secunde după aplicarea excitației inițiale, însă pentru determinarea frecvențelor proprii s-au extras din această măsurătoare doar primele 8..10 secunde.

Pentru comparația cu rezultatele obținute pe cale analitică și prin măsurători dinamice cu echipamente clasice, ultraperformante, s-au realizat două măsurători, o primă măsurătoare cu stavila „așezată pe prag”, şi o a doua măsurătoare cu stavila ridicată.

Pentru prelucrarea datelor a fost utilizat programul „Seismosignal” [11] dezvoltat de Seismosoft (Fig. 7).

Fig. 7 - Înregistrarea şi analiza Fourier pentru stavila coborâtă pe prag

Tabelul 1

Comparația perioadelor proprii de vibrații rezultate în urma analizei modale şi ca urmare a măsurătorilor

Caz analizat Mod de determinare

Perioada pe direcție longitudinala (0z) [sec.] Stavila coborâta pe prag Stavila ridicata de pe prag

Model matematic (SAP 2000) 0.07531 0.1455 Măsurare Kinemetrics VSS-3000 (clasic) 0.076 0.154 Măsurare echipament propus de autor 0.072 0.151


În Tabelul 1 se poate observa că diferențele dintre valorile frecvențelor obținute în urma modelării cu element finit a stavilei şi cele măsurate experimental, prin cele două metode, metoda clasică si metoda propusă de autor, sunt relativ mici, sub 2 %.

Analizând rezultatele din Tabelul 1, se poate concluziona că utilizarea echipamentelor ieftine propuse de autor pentru măsurarea vibrațiilor stavilelor şi determinarea caracteristicilor dinamice proprii ale stavilei poate fi acceptată, atât pentru studiile privind vibrațiile stavilelor sub acțiunea hidrodinamică a apei, pentru determinarea „amprentei dinamice” a stavilelor cât şi pentru monitorizarea construcțiilor şi urmărirea comportării în timp a acestora.

Măsurarea vibrațiilor stavilelor în situ (Fig. 8), pe stavile în exploatare în timpul efectuării manevrelor (coborâre a stavilelor clapetă, ridicare a stavilelor segment de pe prag) este dificilă, în primul rând din cauza accesului limitat la acestea, mai ales în timpul manevrelor. Elementele de conectare a senzorilor (accelerometrelor) de placa de achiziție şi de unitatea de stocare a datelor pot fi antrenate de curgerea apei, fapt care pune în pericol calitatea înregistrărilor (pot induce vibrații false la nivelul senzorilor) sau chiar pot distruge senzorii.

Fig. 8 - Măsurarea vibrațiilor la stavila segment CHE Bega cu echipamente propuse de autor

O soluție tehnică viabilă pentru măsurarea vibrațiilor stavilelor, care elimină pericolele menționate anterior prin eliminarea conexiunilor între senzori şi sistemul de achiziție şi stocare a datelor o reprezinta sistemul fără fir („wireless”). În Fig. 9 se prezintă un sistem fără fir propus de autor care a fost utilizat pentru măsurarea parametrilor dinamici proprii la diferite stavile.

Fig. 9 - Montaj fără fir (wireless) propus de autor pentru măsurarea vibrațiilor stavilelor


Soluția wireless propusă de autor este cea care folosește modulele Xbee. Această soluție asigură o comunicare fără fir la distanțe de până la 30m în incinte închise sau până la 100 m în aer liber. Modulele au de asemenea un cost de achiziție redus și sunt compatibile cu plăcile Arduino, dar și cu majoritatea plăcilor de achiziție și dezvoltare existente pe piață în momentul de față.

5. Concluzii

În concluzie, măsurarea vibrațiilor în vederea determinării caracteristicilor dinamice proprii ale stavilelor poate fi efectuată utilizând mijloace de măsurare clasice, dar şi echipamente simple propuse de autor care au un cost de achiziție şi întreținere scăzut. Utilizarea echipamentelor propuse de autor pentru măsurarea vibrațiilor stavilelor şi pentru determinarea caracteristicilor dinamice proprii ale stavilei poate fi acceptată, atât pentru studiile privind vibrațiile stavilelor sub acțiunea hidrodinamică a apei, pentru determinarea „amprentei dinamice” a stavilelor cât şi pentru monitorizarea construcțiilor şi urmărirea comportării în timp a acestora. Folosirea sistemului de măsurare propus face ca această operație sa fie la îndemâna oricărui inginer ce are în atribuții urmărirea funcționării stavilelor.

Bibliografie

[1] Prodescu, A. - Studii privind acuratețea modelelor de calcul folosite la analiza stavilelor segment. Teză de Doctorat. București : Universitatea Tehnică de Constructii, 1998.

[2] Velez, Rafael Aguilar. - Dynamic Structural Identification using Wireless Sensor Networks. [3] Prişcu, R. și alții. - Ingineria Seismică a Marilor Baraje. București : Editura Academiei. [4] Diaconescu, D. - Consideraţii asupra siguranţei în exploatare a stăvilarelor. Studiu de caz la barajul de priză

Rovinari. Bucureşti: s.n., 2008. [5] Popovici, A., Isar, D., Păunescu, C., Ilinca, C. - Consideraţii asupra incidentelor apărute în exploatarea

stăvilarelor segment de la barajul de priză Rovinari. Hidroelectrica. 2008, Vol. vol. 53, nr. 1-2. [6] Gabor, A., Gabor G., Neagu C., Aldea A., Demetriu S., Dosa A. – Experimental Modal Characteristicsof the

Building of the Faculty of Construction Braov. Young Research Conference 2010 [7] www.analog.com [8] www.arduino.cc [9] www.csiberkeley.com [10] www.kinemetrics.com [11] www.seismosoft.com [12] www.simscience.org


ASPECTE METODOLOGICE PRIVIND EVALUAREA CONDIŢIILOR DE TEREN CU APLICAŢII ÎN STUDIILE DE MICROZONARE SEISMICĂ

METHODOLOGICAL ASPECTS REGARDING THE ASSESSMENT OF SOIL CONDITIONS WITH APPLICATIONS IN SEISMIC

MICROZONATION STUDIES

ELENA-ANDREEA CĂLĂRAŞU1

Rezumat: Articolul îşi propune o analiză sistematică a condiţiilor locale de teren pe amplasamente din municipiul Bucureşti. Prin utilizarea fondului de informaţii disponibil, s-a realizat cuantificarea, centralizarea şi prelucrarea caracteristicilor terenului obţinute din măsuratori geofizice. Pe baza acestora, a fost posibilă elaborarea unor studii comparative şi aplicarea unor corelaţii utilizate în literatura de specialitate. Rezultatele obţinute au permis atât studiul distribuţiei spaţiale a parametrilor luaţi în considerare, cât şi evaluarea condiţiilor locale de teren pentru diferite amplasamente din Bucureşti, în concordanţă cu metodologiile de microzonare utilizate la nivel internaţional.

Cuvinte cheie: condiţii de amplasament, măsurători geofizice, microzonare, răspunsul terenului

Abstract: The paper proposes a systematic analysis of local soil conditions on some Bucharest sites. By using available information the quantification, collection and processing of soil characteristics obtained from geophysical measurements were performed. On this basis it became possible to develop comparative studies and applications of several correlations used in the literature. The obtained results allowed the study of the spatial distribution of the considered parameters, and also the assessment of local soil conditions for different locations in Bucharest, according to the microzonation methodologies used worldwide.

Keywords: site conditions, geophysical measurements, microzonation, soil response

1. Introducere

Conceptul de microzonare s-a dezvoltat continuu în ultimele decenii şi se bazează pe determinări şi înregistrări instrumentale ale caracteristicilor terenului, obţinute în foraje de adâncime, necesare pentru acoperirea variabilităţii condiţiilor locale de teren. În urma studiilor de microzonare a condiţiilor de teren efectuate până în prezent, s-a evidenţiat importanţa zonării parametrilor ce caracterizează răspunsul terenului la mişcări seismice [1], [2], [3] şi necesitatea evaluării corecte a acţiunii seismice, cu implicaţii asupra siguranţei fondului construit existent [4], [5].

Instrumentarea seismică a unor centre urbane importante, afectate periodic de mişcări seismice puternice, a permis obţinerea de date ce au evidenţiat influenţa accentuată a condiţiilor de teren asupra compoziţiei spectrale a accelerogramelor corespunzătoare diverselor amplasamente [6], [7]. La nivel naţional, studiile realizate au evidenţiat schimbări ale condiţiilor de teren de la un

1 Drd. geol., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de de Construcţii Civile Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering, Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Dan Lungu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest)


amplasament la altul pe teritoriul municipiului Bucureşti, aspecte remarcate şi în variabilitatea mare a valorilor parametrilor mişcărilor seismice vrâncene [8].

Lucrarea prezintă o analiză sistematică a condiţiilor locale de teren pe amplasamente din municipiul Bucureşti, bazată pe un număr considerabil de foraje şi investigaţii in situ. Prin abordarea unei metodologii de microzonare similară celor utilizate la nivel internaţional, au fost evidenţiate o serie de elemente noi privind caracteristicile terenului şi variabilitatea acestora, care să constituie date de intrare în analiza răspunsului terenului la acţiuni seismice.

2. Caracteristici ale complexelor geologiei superficiale în municipiul Bucureşti

Interesul pentru evaluarea condiţiilor locale de teren specifice Bucureştiului a fost fundamentat de faptul că acestea se caracterizează prin depozite aluvionare, de vârstă cuaternară, slab consolidate, cu grosimi de ordinul zecilor de metri, cu o perioadă predominantă ce a amplificat componentele de perioadă lungă a mişcării seismice.

Complexele geologiei superficiale din zona municipiului Bucureşti au fost clasificate pentru prima dată de Liteanu, în anul 1952, pe baza informaţiilor obţinute din peste 220 de foraje geotehnice şi hidrogeologice [9]. Pe baza cercetărilor elaborate până în prezent, s-a evidenţiat geologia superficială ca zonă de interes pentru ingineria seismică, preocupările intense pentru caracterizarea detaliată a stratigrafiei terenului din Bucureşti fiind reflectate de completările ulterioare aduse clasificării iniţiale de către diferiţi autori [8], [10], [11], [12]. Succesiunea depozitelor cuaternare în profilele litologice a permis delimitarea unor complexe individuale, ce prezintă caracteristici geotehnice diferite şi largi intervale de grosimi ale straturilor constituente, în funcţie de mediul de sedimentare specific:

- Complexul 1 – sedimente de suprafaţă recente – cuprinde straturi de pământ vegetal şi materiale eterogene, cu o grosime cuprinsă între 0.50 şi 4.00 m.

- Complexul 2 – argilos-nisipos superior – cuprinde argile, argile nisipoase, argile prăfoase, nisipuri şi prafuri cu grosimi de până la 10 m. În zona de câmpie, situată la sud de râul Dâmboviţa şi la nord de râul Colentina, complexul se încadrează, pe baza compoziţiei granulometrice, la limita dintre argilă şi praf argilos, cu o distribuţie omogenă şi uniformă pe verticală şi laterală în pachetul sedimentar. În domeniul interfluvial Dâmboviţa-Colentina, complexul este reprezentat de argile cafenii, ce acoperă prafuri argiloase galben-cafenii cu calcar diseminat.

- Complexul 3 – pietrişuri de Colentina – este constituit din pietrişuri şi nisipuri, cu grosimi ce variază între 5 şi 20 m. Pietrişurile, depuse în regim torenţial, reprezintă conul de dejecţie ce se află la baza interfluviului Dâmboviţa –Colentina, pe care este situată zona centrală a oraşului.

- Complexul 4 – depozite argiloase intermediare – este constituit din toate tipurile de pământuri, de la necoezive la întreaga gamă de coezive, predominând argilele maronii şi cenuşii, cu intercalaţii subţiri de nisipuri. Complexul este predominant argilos (80% argilă), de origine lacustră, abundent în calcar diseminat, fiind bine reprezentat în nordul oraşului, unde prezintă grosimi de aproximativ 25 m.

- Complexul 5 – nisipuri de Mostiştea – prezintă în general o dezvoltare regulată, având o extindere continuă în toata zona Bucureştiului. Este constituit din nisipuri fine de culoare galbenă, cu numeroase intercalaţii de argile prăfoase, nisipoase şi prafuri nisipoase, grosimea bancului de nisipuri fiind cuprinsă între 10 şi 20 m. În partea de est şi sud-est, unde se constată efilarea stratului de argile intermediare, nisipurile de Mostiştea se unesc cu nisipurile şi pietrişurile de Colentina, iar grosimea cumulată a celor două strate variază între 20 şi 35 m.


- Complexul 6 – marnos lacustru – este constituit dintr-o alternanţă de argile marnoase şi nisipuri fine, cu grosimi cuprinse între 50 şi 100 m. Culoarea cenuşie şi continutul mare în calcar indică faptul că depozitele corespund unor formaţiuni lacustre, depuse sub un facies de mică adâncime, în care materialul determinant îl constituie fracţiunea pelitică. Complexul marnos înclină uşor de la sud spre nord, în aceeaşi direcţie constatându-se şi creşterea sa în grosime.

- Complexul 7 – nisipuri de Frăteşti – dezvoltat la adâncimi mari, este constituit din nisipuri si pietrişuri cu intercalaţii de orizonturi argiloase, cu grosimi ce variază între 100 şi 180 m. Grosimea stratelor de Frăteşti prezintă o tendinţă de creştere de la sud spre nord.

Studiul distribuţiei spaţiale a complexelor geologiei superficiale s-a bazat pe un număr considerabil de informaţii obţinute din peste 350 de foraje geotehnice şi hidrogeologice efectuate pe diferite amplasamente din zona municipiului Bucureşti, de către instituţii de profil cu preocupări în domeniu (UTCB, CNRRS, INCDFP, GEOTEC, INCERC şi ISPIF). Coroborarea datelor existente a contribuit în mod substanţial la cunoaşterea alcătuirii formaţiunilor constituente şi a raporturilor existente între acestea. S-au realizat reprezentări grafice în format GIS, pentru diferite secvenţe de adâncime, în scopul zonării distribuţiei spaţiale a grosimii complexelor geologiei superficiale (fig. 1 - 6).

Fig. 1 - Distribuţia spaţială a grosimii complexului 2 al geologiei superficiale pe baza forajelor cu adâncime de

30 m

Fig. 2 - Distribuţia spaţială a grosimii complexului 3 al geologiei superficiale pe baza forajelor cu adâncime

de 30 m

Fig. 3 - Distribuţia spaţială a grosimii complexului 4 al geologiei superficiale pe baza forajelor cu adâncime de

30 - 60 m

Fig. 4 - Distribuţia spaţială a grosimii complexului 5 al geologiei superficiale pe baza forajelor cu adâncime

de 30 - 60 m


Fig. 5 - Distribuţia spaţială a grosimii complexului 6 al geologiei superficiale pe baza forajelor

cu adâncime de 60 - 100 m

Fig. 6 - Distribuţia spaţială a grosimii complexului 7 al geologiei superficiale pe baza forajelor

cu adâncime de 100 - 200 m

3. Analiza condiţiilor de teren pe baza rezultatelor obţinute din măsuratori geofizice în foraje

Investigaţiile geofizice în România s-au dezvoltat în ultimii ani, în principal prin promovarea măsuratorilor de tip down-hole, în foraje finanţate în cadrul unor colaborări interne şi externe. În perioada 2003 - 2009, Centrul Naţional pentru Reducerea Riscului Seismic, împreună cu Tokyo Soil Research, în cadrul proiectului JICA, a realizat numeroase măsuratori down-hole pe diferite amplasamente din municipiul Bucureşti, utilizând metoda PS Logging. Metoda permite măsurarea timpilor de sosire a undelor seismice generate de o sursă de impuls, situată la suprafaţa terenului şi traseul acestora până la un senzor amplasat la o anumită adâncime în foraj. Echipamentul utilizat pentru măsuratorile de viteze, fabricat de Tokyo Soil Research Co. Ltd. este alcătuit dintr-o staţie de achiziţie GEODAS şi senzorul PS Logging. Pentru achiziţia datelor a fost utilizat pachetul de programe realizat de compania Buttan Service Co. Ltd din Japonia, fiind folosit sistemul de măsurare şi înregistrare PsLogE şi aplicaţia software PS Start, pentru prelucrarea datelor înregistrate.

Rezultatele obţinute din măsurătorile geofizice sunt materializate prin profile simplificate al forajelor (utilizând aplicaţia NovoLiq, NovoTech software), intervalele de viteze calculate, în funcţie de natura terenului şi de adâncime, precum şi parametrii dinamici ai terenului (tabelul 1).

Pe baza valorilor obţinute din măsurătorile geofizice se investighează măsura în care condiţiile locale de teren (natura şi caracteristicile terenului) influenţează compoziţia spectrală a mişcării înregistrate la suprafaţa terenului. Normele din S.U.A. [13] şi Eurocodul 8 [14] definesc spectrele de proiectare pentru diferite categorii de teren, clasificate pe baza unor indicatori calitativi (descrieri ale stratigrafiei profilului litologic etc.) şi indicatori cantitativi (grosimea stratelor litologice, media ponderată a valorilor vitezelor undelor seismice de forfecare, Vs). Deşi codul de proiectare românesc P100-1/2006 nu prevede considerarea explicită a influenţei condiţiilor locale de amplasament în determinarea forţelor seismice de calcul, incluzând efectul acestora în perioada de control (colţ), TC, în Anexa A a codului, în partea referitoare la caracterizarea seismică a condiţiilor de teren (paragraful A.3), se specifică faptul că pentru construcţiile din clasa 1 de importanţă - expunere sunt necesare studii suplimentare, care trebuie să conţină profilul de viteze şi stratigrafia terenului de amplasament [15]. Pentru fiecare din amplasamentele analizate s-au calculat, în funcţie de adâncimea forajelor, valorile medii ponderate ale vitezei undelor seismice de forfecare în primii 30 m ai terenului, cu încadrarea amplasamentelor în clasa de teren corespunzătoare.


Tabelul 1.

Profilul de viteze simplificat si valorile obtinute din măsuratorile geofizice pentru amplasamentul INCERC

Detaliere profil

Amplasament INCERC Adancime

(m) Vs

(m/s) Vp

(m/s) Gdin

(MPa) Edin

(MPa) Coeficient

Poisson (νdin)

Vs/Vp

2 180 490 63 155 0.42 0.48 19 260 850 138 411 0.45 0.41

28.5 280 850 160 448 0.44 0.44 43 350 1640 256 902 0.48 0.29 74 380 1640 305 1046 0.47 0.32 94 400 1640 334 1127 0.47 0.33 104 440 1740 403 1337 0.47 0.35

Nivelul apei subterane: -6.50 m Sursa: CNRRS Metoda: PS Logging (down-hole)

De asemenea, în funcţie de grosimea profilului litologic, pe baza valorilor vitezelor undelor seismice de forfecare obţinute, s-a estimat perioada de vibraţie a pachetului de strate din amplasament, Tg .

S-a constatat că majoritatea amplasamentelor corespund clasei de teren C „teren intermediar” cu valori ale vitezei Vs cuprinse între 180 şi 360 m/s, cu depozite de adâncime formate din nisip îndesat şi cu îndesare medie, pietriş şi argilă cu grosimi ce variază de la câţiva zeci de metri la peste 100 de metri. În Eurocodul 8, aceste clase de teren sunt asociate cu o perioadă de control TC a spectrului de răspuns de 0.6 s. Aceste valori nu se corelează cu observaţiile din Bucureşti bazate pe înregistrările cutremurului din 30 August 1986, pentru care valoarea TC a rezultat mai mare de 0.6 s în toată zona Bucureştiului [1], [8], [10]. Astfel, s-a observat că valorile perioadelor de control (TB, TC şi TD) ale spectrului de răspuns specificate în Eurocodul 8 nu sunt aplicabile pentru Bucureşti.

S-au determinat analitic valorile perioadelor de vibraţie ale pachetelor de straturi şi s-a considerat utilă elaborarea unei analize a corelaţiei valorilor Vs şi Tg cu adâncimea, respectiv a Vs cu Tg pentru diverse forme ale funcţiilor de corelaţie. Se remarcă faptul că, pentru pachetele de straturi analizate, între valorile Vs şi adâncime există o corelatie intermediară spre bună, cu coeficienţi de corelaţie ≈ 0.55), atât pentru tipul de regresie liniară, cât şi pentru funcţia putere (fig. 7). Se observă că valorile Vs nu cresc foarte pronunţat cu adâncimea depozitelor sedimentare aluviale, probabil atât datorită neomogenităţii straturilor în profilele litologice interceptate în foraje, cât şi datorită grosimii semnificative a acestor depozite sedimentare recente.

Deşi s-a realizat o evaluare simplificată a perioadei de vibraţie a pachetelor de straturi, se evidenţiază faptul că adâncimea considerată în calcul are, în cazurile analizate, un efect preponderent, manifestat prin creşterea perioadei Tg cu acest parametru; aspectul este datorat, în principal, relaţiei de calcul utilizate. Se constată o corelaţie foarte bună între parametrii respectivi, cu coeficienţi de corelaţie apropiaţi de 1.00, atât pentru tipul de regresie liniară, cât şi pentru cel bazat pe funcţia putere (fig. 8).

În ceea ce priveşte analiza corelaţiei dintre valorile Vs şi Tg, se constată că, pentru fiecare interval prestabilit de adâncime a forajelor, în funcţie de datele disponibile luate în considerare, există o corelaţie bună între aceşti doi parametri, cu coeficienţi de corelaţie ≈ 1.00 (fig. 9).


y = 0.7127x + 272.87R2 = 0.5551

y = 131.73x0.2146

R2 = 0.5525

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 50 100 150 200 250

Adancime foraj (m)

Vs,a

ll

y = 0.009x + 0.209R2 = 0.9717

y = 0.0305x0.784

R2 = 0.943

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

0 50 100 150 200 250

Adancime foraj (m)

Tg,a

ll

Fig. 7 - Variaţia Vs cu adâncimea forajului Fig. 8 - Variaţia Tg cu adâncimea forajului

Se observă că, pentru setul de valori studiat, valorile Tg scad pe măsură ce cresc valorile Vs. Ca o analiză de ansamblu cu privire la relaţia dintre perioadele de vibraţie ale pachetelor de straturi şi adâncimea forajului, se poate concluziona că valorile Tg în primii 30 m ai terenului variază de la 0.29 s la 0.58 s, în timp ce, considerând primii 60 m din profilul litologic, aceste valori aproape se dublează, variind de la 0.62 s la 0.92 s.

y = -0.0015x + 0.8471R2 = 0.9496

y = 116.26x-0.9942

R2 = 0.9967

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

150 200 250 300 350 400 450

Vs30 (m/s)

Tg30

Fig. 9 - Variaţia dintre Vs şi Tg în primii 30 m ai terenului

Pe baza rezultatelor obţinute din măsurătorile geofizice în foraje, au fost realizate hărţi în format GIS cu distribuţia şi interpolarea valorilor medii ponderate ale vitezelor undelor seismice de forfecare (fig.10) şi valorilor perioadelor de vibraţie ale pachetelor de straturi în primii 30 m ai terenului corespunzătoare amplasamentelor analizate (fig. 11).

Fig. 10 - Distributia valorilor mediate Vs

in primii 30 m ai terenului Fig. 11 - Distributia valorilor Tg

in primii 30 m ai terenului

Referitor la distribuţia valorilor medii ponderate ale vitezelor undelor seismice de forfecare în primii 30 m ai terenului se constată uniformitatea acestora, cu zone restrânse ce prezintă uşoare variaţii, influenţate de metodologia de lucru utilizată. Cu privire la distribuţia valorilor


perioadelor de vibraţie ale pachetelor de straturi în primii 30 ai terenului, se evidenţiază valori ridicate în zona luncii Dâmboviţei şi Colentinei şi valori reduse în domeniul interfluvial, cu tendinţă uşoară de creştere spre nord, est şi sud.

În cadrul analizei comparative dintre distribuţia valorilor Tg şi TC pe teritoriul Bucureştiului, s-au luat în considerare valorile perioadei de vibraţie a pachetelor de straturi, obţinute pe baza corelaţiilor cu datele din investigaţiile de teren, corespunzătoare pentru 3 foraje situate pe amplasamentul INCERC, situat în partea de sud-est a oraşului (fig. 12). S-a constatat că există diferenţe semnificative, în cadrul aceluiaşi amplasament, de 10-20% între valorile Tg corespunzătoare pachetelor de straturi în primii 30, 60 şi 100 m, iar între valorile Tg corespunzătoare grosimii totale a straturilor de 50-90%. Pentru evidenţierea variabilităţii perioadelor TC de la un cutremur la altul, pe acelaşi amplasament luat în considerare, sunt prezentate comparativ perioadele TC obţinute din înregistrări ale cutremurelor vrâncene din 1986 şi 1990. Pe baza datelor obţinute, drept referinţă s-a considerat valoarea TC înregistrată pentru cutremurul din 1986.

Fig. 12 - Comparaţie între valorile Tg determinate analitic şi valorile TC determinate experimental din

înregistrările seismice pentru amplasamentul INCERC

Prin raportarea la studiile anterioare asupra distribuţiei spaţiale a perioadelor TC în Bucureşti, se constată ca acestea au evidenţiat valori mici în partea de nord, respectiv valori mai mari în partea de sud-est a oraşului [8], [16], [17]. Cercetările efectuate au reliefat diversitatea condiţiilor locale de teren pe teritoriul municipiului Bucureşti, reflectate prin puternice modificări laterale în densităţi, grosimi şi adâncimi ale acestor depozitelor cuaternare, aspecte remarcate şi în variabilitatea mare a valorilor parametrilor mişcării seismice [18], [19]. Datorită neomogenităţii stratificaţiei terenului din Bucureşti, pe de o parte, şi a numărul redus de staţii seismice care au înregistrat cutremurul din 1986, pe de altă parte, este dificilă evidenţierea unei tendinţe comune şi coerente de variaţie a perioadelor predominante ale mişcării terenului pe teritoriul Bucureştiului, mai ales ţinând seama de rolul semnificativ pe care îl pot avea mecanismul de focar şi mediul de propagare asupra conţinutului de frecvenţe al amplasamentelor.

4. Concluzii

În concordanţă cu metodologiile utilizate pe plan internaţional în studiile de microzonare seismică, articolul s-a bazat pe analiza sistematică de evaluare a condiţiilor locale de teren utilizând informaţii obtinute din investigaţii in situ. Astfel, s-au delimitat tipurile de complexe ale geologiei superficiale în amplasamentele analizate, cu luarea în considerare a diferitelor secvenţe de grosime a straturilor constituente. Studiul privind valorile medii ponderate ale vitezelor undelor seismice de forfecare în primii 30 m ai terenului a permis elaborarea profilelor de viteze şi încadrarea amplasamentelor analizate în clase de teren specificate în codurile de proiectare pentru compatibilitatea cu formatul studiilor efectuate pe plan internaţional. În continuare, s-au determinat analitic valorile perioadelor de vibraţie ale pachetelor de straturi, fiind evidenţiată corelaţia valorilor Vs şi ale perioadei predominante Tg cu adâncimea, respectiv a corelaţiei dintre Vs şi Tg, pentru diverse forme ale funcţiilor de

0.55

0.92

1.03

0.79

1.18

1.55

0.35

0.69

1.06

0.46

1.94

1.43

0.46

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

Tg,30 Tg,60 Tg,100 Tg,all

INC(70m)INC(140m)INC(205m)Tc-86TC-901


corelaţie. De asemenea, s-au realizat comparaţii între valorile Tg şi valorile perioadei de colţ, TC, determinate pe amplasamente semnificative din municipiul Bucureşti, pe baza înregistrărilor seismelor puternice vrâncene.

Cercetările efectuate au avut ca scop să reflecte modul de determinare a condiţiilor specifice de amplasament şi stabilirea influenţei acestora în răspunsul terenului. Aplicarea principiilor utilizate în elaborarea studiilor de microzonare la nivel internaţional a condus la evidenţierea unor elemente noi privind caracteristicile terenului şi variabilitatea acestora pe teritoriul municipiului Bucureşti, acestea reprezentând una dintre premisele de bază în analiza hazardului seismic.

Bibliografie

[1] Aldea, A., Yamanaka H., Negulescu C., Kashima T., Rădoi R., Kazama H., Călăraşu E. - Extensive seismic instrumentation and geophysical investigations for site-response studies in Bucharest, Romania. ESG 2006 Third International Symposium on the Effects of Surface Geology on Seismic Motion, Grenoble, France, paper no. 69, p. 415-426, 2006.

[2] Arion, C., Tamura, M., Călăraşu, E., Neagu, C. - Geotechnical in situ investigation used for seismic design of buildings. 4th International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering, Thessaloniki, Greece, paper no. 1349, 2007.

[3] Lungu, D., Arion C., Călăraşu E. - Seismic Microzonation of the City of Bucharest. Proceedings of 1st ECEES First European Conference on Earthquake Engineering and Seismology, Geneva, Switzerland, paper no. 993, 2006.

[4] Lungu, D., Aldea A., Arion A., Văcăreanu R., Petrescu F., Cornea T. - European distinctive features, inventory database and typology, December report 2001, RISK-UE, Work Package 1, An advanced approach to earthquake risk scenarios with applications to different European towns, Nice, 2003.

[5] Văcăreanu, R., Rădoi, R., Negulescu, C., Aldea, A. - Seismic Vulnerability of RC Buildings in Bucharest, Romania, Proceedings of 13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, B.C., Canada, Paper #1798, 2004.

[6] Lungu, D., Arion, C., Văcăreanu, R. - National and International Efforts for Seismic Risk Mitigation in Bucharest, Romania, Proceedings of First European Conference on Earthquake Engineering and Seismology, Geneva, Switzerland, paper no. 995, 2006.

[7] Lungu, D., Arion, C., Călăraşu E. - Bucharest soil conditions and input ground motion for the structural performance analysis. Proceedings of the International Symposium Urban Habitat Constructions Under Catastrophic Events, Malta, p. 135 – 141, 2008.

[8] Lungu, D., Aldea, A., Zaicenco, A., Cornea, T. - Hazardul seismic din sursa subcrustrala Vrancea. Macrozonare şi microzonare seismică. Conferinţa Siguranţa construcţiilor în condiţiile de teren şi seismicitate specifice României şi Republicii Moldova, 27-28 Octombrie 1999 Chişinău, Edit. UTCB, p. 1- 24, 1999.

[9] Liteanu, G. - Geologia oraşului Bucureşti, Raport tehnic, seria E, Hidrologia, Bucuresti, nr.1, 1952. [10] Lungu, D., Aldea A., Moldoveanu T., Ciugudean V., Ştefănică M. - Surface geology and dynamic properties of soil

layers in Bucharest, in Vrancea Earthquakes. Tectonics, Hazard and Risk Mitigation, Kluwer Academic publisher, Wenzel F., Lungu D.-Editors, 1998.

[11] Hannich D., Bonjer K. P., Hoetzl H., Lungu D.,Ciugudean, V., Moldoveanu T., Dinu C., Orlowsky D. - Evaluation of soil parameters through Vertical Seismic Profiling (VSP) in Bucharest, Romania, paper submitted to Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Elsevier Science Ltd, Oxford, 2005.

[12] Bala, A., Aldea A., Ritter J. R. R., Hannich D. - Methods to Assess the Site Effects Based on in situ Measurements in large urban Areas. Application in Bucharest City, EGU 2008, Vienna, Austria, 2008.

[13] *** International Code Council – International Building Code, 731 p., 2009. [14] ***Eurocode 8 - Design provisions for earthquake resistance of structures. Part 1-1: General rules - Seismic actions and

general requirements for structures. CEN, European Committee for Standardization, 2004. [15] *** P100-1/2006 - Cod de proiectare seismica. Partea 1. Prevederi de proiectare pentru clădiri, Universitatea Tehnica de

Constructii Bucuresti, 2006. [16] Aldea, A. - Evaluarea hazardului seismic din sursa Vrancea in conditiile de teren specifice teritoriului Romaniei. Teza de

Doctorat, UTCB, Bucuresti, 256p, 2002. [17] Arion, C. - Zonarea seismică pentru condiţii de teren şi sursele seismice specifice României. Teză de Doctorat, UTCB,

Bucureşti, 181p, 2003. [18] Craifaleanu, I. G., Lungu, D., Borcia, I. S. - Shakemaps of Nonlinear Spectral Ordinates for Vrancea Earthquakes,

Proceedings of the First European Conference on Earthquake Engineering and Seismology, Geneva, Switzerland, 3-8 September, Paper No. 1257, 2006.

[19] Aldea, A., Lungu D., Demetriu S., Arion C. - GIS mapping of Seismic Microzonation and Site Effects in Bucharest base on Existing Seismic and Geophysical Evidence, Earthquake Loss Estimation and Risk Reduction Conference, Bucharest, October 2002, 237-250, 2002.


COMPORTAREA CLĂDIRILOR DIN BETON ARMAT DE JOASĂ ÎNĂLŢIME LA ACŢIUNI SEISMICE

BEHAVIOR OF LOW RISE RC BUILDINGS TO SEISMIC ACTIONS

MARIANA CĂTĂLINA CĂLIN1

Rezumat: Există în prezent o preocupare internaţională pentru siguranţa clădirilor universitare coordonată de UNESCO din Paris. Demersul UNESCO are o dublă motivaţie: valoarea intelectuală a studenţilor şi cadrelor universitare, respectiv existenţa codurilor de protecţie care garantează niveluri ridicate de siguranţă. România îndeplineşte cerinţele UNESCO prin adoptarea recentă a codurilor de protecţie seismică, de exemplu P100-1/2006 şi P100-3/2008. În plus, există hărţi de hazard seismic atât pentru ţară cât şi pentru Bucureşti, iar la evaluarea clădirilor existente se aplică prevederile ISO 13822:2010. Lucrarea este ilustrată printr-un studiu de caz în care se prezintă reconstituirea comportării seismice în decursul serviciului de 39ani.

Cuvinte cheie: consolidare, avarie, siguranţă, joasă înălţime

Abstract: There is a currently international concern for the safety of university buildings expressed by UNESCO in Paris. UNESCO has a dual motivation approach: intellectual value of students and academics, and the existence of codes that guarantee high levels of security. Romania has met UNESCO’s requirements by its recent adoption of the seismic codes P100-1/2006 and P100-3/2008. In addition, there are seismic hazard maps both for the country and Bucharest, and for the assesment of the existing buildings provisions of ISO 13822:2010 are applyed. The paper is illustrated by a case study in which the reconstitution of the seismic behavior during 39 years of service is presented.

Keywords: consolidation, damage, safety, low rise

1. Introducere

În secolul trecut, al 20-lea, în România, ca ţară cu seismicitate ridicată regimul de înălţime al clădirilor publice, cum ar fi şcoli, spitale, cinematografe sau clădiri rezidenţiale, era limitat la P+4E. Pentru această înălţime nu erau necesare măsuri speciale de protecţie antiseismică. În urma creşterii populaţiei regimul de înălţime a fost modificat şi în prezent, pentru toate clădirile publice se preferă construcţii cu mai multe etaje protejate seismic. Clădirile existente de joasă înălţime au fost proiectate în secolul trecut fără măsuri speciale de protecţie. Pentru punerea lor în siguranţă fiecare din aceste clădiri trebuie expertizată şi în funcţie de constatările expertului se stabileşte soluţia de consolidare având în vedere prevederile Codului P100-3/2008. Aceste clădiri de joasă înălţime ridică probleme atât în privinţa sistemului constructiv cât şi a conformării în plan sau elevaţie. Pentru acest regim de înălţime s-au folosit de regulă pereţi portanţi din zidărie de cărămidă, simplă sau armată, cu sâmburi din beton armat sau cadre din beton armat. Foarte rar s-au introdus diafragme din beton armat. O deficienţă curentă a clădirilor vechi cu regim de înălţime redus o constituie rosturile seismice care să permită cele 6 grade de libertate. La unele din clădirile vechi s-au prevăzut rosturi de dilataţie sau tasare, cu câte un grad de libertate orizontal, respectiv vertical. Expertiza tehnică trebuie să conţină şi regularităţile în plan şi elevaţie. În funcţie de cele 3 tipuri de riscuri seismice prevăzute în P100-3/2008, şi anume: riscul de alcătuire, riscul de avarie şi riscul de asigurare, şi 1 Asistent ing., Universitatea de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară Bucureşti (Assistent, Eng, University of Agronomical Sciences and Veterinary Medicine), Facultatea de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului (Faculty of Land Reclamation and Environmental Engineering), e-mail:[email protected]. Referent de specialitate: Prof.emerit.univ.dr.ing. Ramiro Sofronie, Universitatea de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară Bucureşti (Professor PhD. Eng., University of Agronomical Sciences and Veterinary Medicine)


având în vedere prevederile ISO 13822:2010 privind intervenţiile structurale se evaluează nivelul de siguranţă şi se stabilesc soluţiile de consolidare. Pentru exemplificarea problemelor menţionate mai sus, în lucrare se prezintă un studiu de caz al unei clădiri din secolul trecut care se încadrează în categoria de joasă înălţime: clădirea Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului Bucureşti – corp A.

1.1. Scurt istoric

Construcţia analizată se află în Bucureşti, în cadrul Universităţii de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară din b-dul Mărăşti, şi a fost construită între anii 1972-1973, masivă şi fără stâlpi de colţ. Clădirea Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului aparţine Ministerului Învăţământului şi păstrează destinaţia iniţială de unitate de învăţământ superior, fiind o structură în sistem pavilionar din 3 corpuri: A, B, C.

Corpul A a suportat trei cutremure majore începând cu cel din 1977, 1986 şi terminând cu cel din 1990, într-o zonă seismică de gradul VIII, pe un teren din argilă contractilă. Datorită tipului de teren în campusul Universităţii de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară Bucureşti au existat precedente de clădiri avariate grav la cutremur. Una dintre ele a fost căminul studenţilor agronomi construit în 1929, grav avariat la cutremurul din 1940, consolidat apoi de prof. Aurel A. Beleş (a expertizat prăbuşirea hotelului Carlton din Bucureşti), avariat din nou la cutremurul din 1977 şi demolat în 1996. O altă clădire este căminul A4 construit între 1956-1959 care a suferit avarii chiar la câţiva ani de la darea în exploatare, şi care datorită consolidării efectuate de prof. Aurel A. Beleş în 1969 a avut un comportament bun la cutremurele din 1977, 1986 şi 1990. Deşi regimul de înălţime al corpului A este redus (H = 20.10 m) şi forma în plan este regulată, la cutremurul din 4 martie 1977 s-au produs avarii, în special la elementele nestructurale, datorită rigidităţii insuficiente pentru protecţia elementelor de compartimentare. La cutremurul din 30/31 august 1986 s-a produs o reactivare a avariilor din 1977, iar la unele elemente structurale au aparut avarii noi. În urma cutremurului din 30 mai 1990, structura a prezentat avarii vizibile, atât la elementele structurale, cât şi la elementele nestructurale, deşi între timp au mai fost efectuate operaţii de finisaj. Ulterior cutremurului din 30/31 august 1986, INCERC Bucureşti a efectuat determinarea caracteristicilor dinamice ale clădirii. Pentru identificarea caracteristicilor dinamice la un nivel mai ridicat de solicitare, s-au efectuat măsurători cu ocazia demolării prin implozie a clădirii fostului cămin, aflat la circa 50 m de corpul A, în ziua de 11 octombrie 1996.

1.2. Obiectivul lucrării

Construcţia analizată a fost proiectată în anul 1972 pe baza normativului P13-70, STAS 2923-63 şi STAS 7766-63. Faţă de codul P100/92, şi ulterior P100-1/2006, normativul P13-70 a dat un grad insuficient de asigurare seismică clădirii proiectate. Pornind de la constatarea că structura de rezistenţă iniţială nu este adecvată unei construcţii din clasa de încadrare – unitate de învăţământ superior, nerespectându-se recomandările normativelor de proiectare antiseismică şi de proiectare a clădirilor în cadre, a fost necesară aplicarea unor soluţii tehnice de intervenţie care să o modifice, îmbunătăţindu-i performanţele de rezistenţă şi ductilitate, prin mobilizarea tuturor resurselor de capacitate portantă a ansamblului. În 1986 au fost propuse primele intervenţii de consolidare constând în cămăşuirea stâlpilor centrali din interiorul clădirii şi introducerea la exterior între stâlpii de colţ şi cei intermediari a unor zidării de cărămidă plină, cu rol de diafragme moi.


După intrarea în vigoare a codului P100-92, s-au efectuat noi intervenţii de consolidare a structurii, care să aducă clădirea la nivelul exigenţelor acestuia în ceea ce priveşte nivelul deformaţiilor relative de nivel maxim admisibil pentru protecţia elementelor nestructurale (pentru clădiri care se încadrează în clasa de importanţă II şi se află amplasate în zona seismică de calcul B potrivit codului de proiectare seismică în vigoare la aceea dată P100/92). Aceste intervenţii de consolidare, executate până la nivelul 4, au fost în măsură să îndeplinească cerinţele codului în vigoare. Prin urmarea construcţia a fost analizată în acest studiu pentru cele trei faze de serviciu:

- Corpul A înainte de cutremurul din 1977; - Corpul A după intervenţiile de consolidarea din 1986; - Corpul A după intervenţiile de consolidare din 1996.

În consecinţă s-au elaborat calcule detaliate folosind programe de calcul structural în care au fost implementate caracteristicile specifice celor trei faze de serviciu (dimensiuni, materiale, încărcări).

Fig. 1 - Vedere axonometrică a structurii înainte de cutremurul din 1977, după consolidarea din 1986 şi după

consolidarea din 1996

În momentul de faţă ne aflăm într-o clădire care a fost avariată de cutremurul din 1977 şi a fost consolidată de două ori. Între timp s-au modificat şi codul care au devenit mai restrictive şi din acest motiv ne punem întrebarea: Cum stăm din punctul de vedere al siguranţei (siguranţa în starea limită ultimă şi siguranţa în starea de serviciu)- având în vedere cerinţele esenţiale de calitate în construcţii din Legea 10/1995, actualizată în 2007, art.5 - cerinţa de rezistenţă mecanică şi stabilitate? Analizele numerice au fost efectuate în cinci cazuri de încărcări: calculul static spaţial la acţiuni gravitaţionale, calculul modal, calculul dinamic neliniar spaţial la acţiuni seismice după direcţia x, calculul dinamic neliniar spaţial la acţiuni seismice după direcţia y, calculul dinamic neliniar spaţial la acţiuni seismice după direcţia z, conform codului P100-1/2006.

2. Conţinutul lucrării

2.1. Încadrarea construcţiei în prescripţiile din codul P100-1/2006

Corpul A al clădirii este de formă pătrată de 21.60 m x 21.60 m, suprafaţă cu parter şi patru etaje; înălţimea totală de 20.10 m, având parterul, etajul II şi IV de câte 4.20 m înălţime şi etajele I şi III de câte 3.70 şi 3.80 m. Corpul de clădire este o structură pe cadre din beton armat pe două direcţii, cu stâlpi rezemând pe fundaţii izolate (la două nivele de adâncime – cei exteriori la -1.70 m şi cei interiori la -0.60 m). Planşeele sunt din beton armat, iar zidăriile din cărămizi cu goluri. Clădirea a fost prevăzută cu rosturi de separaţie între corpuri şi la casele scărilor având funcţia de dilataţie – contracţie. Soluţiile de consolidare propuse în 1986 pentru corpul A al Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, au fost: cămăşuirea stâlpilor centrali, introducerea la exterior între stâlpii de colţ şi cei intermediari a unor zidării de cărămidă plină (7.20 m x 4.20 m), cu rol de diafragme moi.


Soluţiile de consolidare propuse în 1996 pentru corpul A al Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, au fost: în fiecare din cele patru colţuri s-a prevăzut câte un cheson din beton armat, de circa 2.80 m x 2.80 m, care include şi cei doi stâlpi existenţi din fiecare colţ al clădirii, grinzile perimetrale de 30 x 80 cm secţiune au fost incluse în aceste diafragme tubulare, iar restul planşeelor monolite se solidarizează cu aceste patru diafragme, repararea şi consolidarea locală a pereţilor existenţi şi a celorlalte elemente constructive componente, zidăriile de cărămidă ale caselor scărilor s-au înlocuit de asemenea cu pereţi din beton armat, realizându-se noduri spaţiale rigide, suplimentare.

2.2. Verificarea de rezistenţă şi rigiditate

Construcţia este amplasată în oraşul Bucureşti. Conform Codului de Proiectare Seismică P100-1/2006, amplasamentul se găseşte în zona de hazard seismic căreia îi corespunde o acceleraţie a terenului pentru proiectare de 0,24 (ag=0,24g), având o perioadă de colţ a spectrului seismic Tc=1,6 s pentru un cutremur cu un interval mediu de recurenţă de 100 ani. Coeficientul de amplificare dinamică este β0=2,75. Clădirea este o structură de cadre spaţiale cu planşee din beton armat pe fundaţii izolate sub stâlpi. Clasa de importanţă a construcţiei este clasa II, ceea ce conduce la un coeficient γ=1,2.

2.3. Rezultatele calcului structural

Rezultatele calcului static şi dinamic au arătat că în urma modificărilor efectuate în alcătuirea clădirii, fie la elementele structurale fie la cele nestructurale, clădirea a suferit modificări importante atât în ceea ce priveşte masa cât şi perioadele proprii de oscilaţie.

Fig. 2 - Deformata spaţială la acţiuni gravitaţionale

Fig. 3 - Deformata spaţială la acţiuni seismice pe direcţia x

Fig. 4 - Deformata spaţială la acţiuni seismice pe direcţia y


2.3.1. Influenţa intervenţiilor de consolidare asupra perioadelor proprii Cele două consolidări au adus o creştere în masă a structurii (tabelul 1). Perioada de oscilaţie în modul fundamental scade odată cu creşterea în masă a structurii (39% faţă de varianta iniţială), ceea ce duce la un spor de rigiditate a acesteia; acest lucru demonstrează eficienţa intervenţiilor de consolidare aplicate de-a lungul perioadei de viaţă a structurii, însă acestea au devenit insuficiente în timp datorită modificărilor apărute odată cu introducerea noilor coduri de proiectare (tabelul 2).

Deoarece după harta de hazard seismic, perioada terenului din amplasament ia valoarea de T 0.83 s= , corpul A al Facultăţii de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului la cutremurul din 1977 s-a aflat în condiţii de rezonanţă (de transfer de energie ca la rezonanţă), valoarea perioadei obţinută din calcul fiind de 0.77 s.

Deşi clădirea a mai fost afectată de două cutremure, cel din 1986 şi 1990, în urma intervenţiilor de consolidare efectuate la structură începând cu anul 1986 se observă că perioadele proprii au scăzut ajungând ca în prezent clădirea să aibă o perioadă de 0.47 s, ceea ce înseamnă că nu se mai află în condiţii de rezonanţă (fig. 5).

Practic intervenţiile de consolidare au fost realizate pentru sporirea rigidităţii structurii care se obţine prin mărirea dimensiunilor elementelor structurale şi/sau adăugarea altor elemente structurale.

Totuşi, deşi reducerea perioadelor proprii de oscilaţie pentru domeniul T ≤ Tc (Tc fiind în acest caz de 1.6 s conform codului P100-1/2006) al spectrului nu duce la reducerea forţelor de proiectare, datorită adoptării în mod acoperitor a unei valori constante (de palier) pentru acceleraţia spectrală în acest domeniu, îndepărtarea de condiţiile de rezonanţă din zona T = Tc reprezintă un obiectiv de urmărit întotdeauna.

Tabelul 1

Masele structurii

Varianta de calcul Masa structurii (t)

Structura iniţială înainte de cutremurul din 1977 1957 Structura după consolidarea din 1986 2208 Structura după consolidarea din 1996 2609

Tabelul 2

Frecvenţele şi perioadele fundamentale

Varianta de calcul Frecvenţe şi perioade

fundamentale Mod v(Hz) T(s)

Structura iniţială înainte de cutremurul din 1977 1 1.30 0.77 2 1.30 0.77 3 1.51 0.66

Structura după consolidarea din 1986 1 1.65 0.61 2 1.65 0.61 3 1.78 0.56

Structura după consolidarea din 1996 1 2.13 0.47 2 2.13 0.47 3 2.57 0.39


Tabelul 3

Valoarea raportului între încovoiere (modul 1 şi 2 de oscilaţie) şi răsucire (modul 3 de oscilaţie)

Varianta de calcul Mod T(s) Tîncov/Trăsucire

Structura iniţială înainte de cutremurul din 1977 1 0.77

1,17 < 1,5 2 0.77 3 0.66

Structura după consolidarea din 1986 1 0.61

1,09 < 1,5 2 0.61 3 0.56

Structura dupa consolidarea din 1996 1 0.47

1,21 < 1,5 2 0.47 3 0.39

1957

2208

26090,77

0,610,47

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Varianta 1 - corp A (clădire FIFIM) - înainte de cutremurul din 1977

Varianta a 2-a - corp A (clădire FIFIM) - după consolidarea din 1986


Perio

ada

(s)

Mas

a (t)

masa perioada în modurile 1 i 2

19572208

2609

0,66

0,56

0,39

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Varianta 1 - corp A (clădire FIFIM) - înainte de cutremurul din 1977



Perio

ada

(s)

Mas

a (t)

masa perioada în modul 3 Fig. 5 - Variaţia masei structurii şi a perioadelor de oscilaţie (primele 3 moduri) pentru cele trei variante

1,171,09

1,21

Target 1,5

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

Varianta 1 - corp A (clădire FIFIM) înainte

de cutremurul din 1977

Varianta a 2-a - corp A (clădire FIFIM) după


Varianta a 3-a - corp A (clădire FIFIM) după


Rap

ortu

l T î

ncov

./Tră

sc.

Tîncov./Trăsc. Target Fig. 6 - Valoarea raportului între încovoiere (modul 1 şi 2 de oscilaţie) şi răsucire (modul 3 de oscilaţie) pentru cele

trei variante

Totuşi în ciuda faptului că rigiditatea clădirii a crescut, în urma intervenţiilor de consolidare, raportul între încovoiere şi răsucire a rămas mai mic de 1,5 ceea ce înseamnă că pericolul de cuplare dintre cele trei moduri de oscilaţie a rămas (tabelul 3 şi figura 6).

2.3.2. Variaţia deplasărilor la acţiuni seismice pe direcţiile x şi y Conform rezultatelor obţinute se observă că în urma intervenţiilor de consolidare efectuate asupra corpului de clădire, deplasările produse la cutremur pe ambele direcţii s-au micşorat considerabil astfel: deplasările la vârf pe ambele direcţii s-au micşorat cu aproximativ 63-64% faţă de situaţia iniţială, acest lucru indicând că intervenţiile de consolidare au avut un efect favorabil asupra structurii (figurile 7,8 şi 9 şi tabelul 4).


Fig. 7 - Variaţia deplasărilor absolute în cele trei variante la cutremur pe direcţia x

Tabelul 4

Deplasări absolute pentru cele trei variante analizate Deplasări absolute pentru cele trei situaţii analizate la cutremur pe direcţiile x şi y

Înainte de cutremurul

din 1977

După consolidare

din 1986

După consolidare

din 1986

Înainte de cutremurul

din 1977

După consolidare

din 1986

După consolidare

din 1986 Ux(mm) Ux(mm) Ux(mm) Uy(mm) Uy(mm) Uy(mm)

35.26 21.83 12.87 35.29 21.84 12.92 29.81 18.28 11.62 29.78 18.20 11.63 22.99 13.65 9.19 22.93 13.50 9.23 5.37 7.13 4.94 5.38 6.74 5.06 5.36 2.19 1.19 5.25 1.37 1.65

0 0 0 0 0 0

Fig. 8 - Variaţia deplasărilor pentru cele trei variante analizate la cutremur pe direcţia x

Fig. 9 - Variaţia deplasărilor pentru cele trei variante analizate la cutremur pe pe direcţia y


2.3.3. Verificarea deplasărilor laterale În urma rezultatelor calculelor structurale prezentate se pot face următoarele comentarii: în niciuna din situaţii valoarea admisibilă a deplasării relative de nivel în starea limită de serviciu nu a fost depăşită, iar valoarea admisibilă a deplasării relative de nivel în starea limită ultimă a fost depăşită într-o singură situaţie (în varianta I de calcul), acest lucru ar fi putut contribui la avarierea gravă a clădirii la cutremurul din 1977 (conform codului P100-1/2006 valoarea SLU

ard , =

0,025 h şi SLSard , =0.008 h).

Tabelul 5

Deplasările relative de nivel

Nivel

Înainte de cutremurul din 1977 Deplasări relative de nivel-cutremur pe direcţia

x Deplasări relative de nivel-cutremur pe

direcţia y

dr SLSrd SLS

ard , ULSrd

ULSard ,

dr SLS

rd SLSard , ULS

rd ULSard ,

5 0,00129 0,00227

0,008

0,0102

0,025

0,00131 0,00229

0,008

0,0103

0,025

4 0,00179 0,00314 0,0141 0,00180 0,00315 0,0141 3 0,00419 0,00734 0,0329 0,00417 0,00731 0,0328 2 0,000003 0,000005 0,00002 0,00004 0,00006 0,00027 1 0,00127 0,00223 0,01003 0,00125 0,00218 0,00982 0 0 0 0 0 0 0

Tabelul 6


Nivel

După consolidarea din 1986 Deplasări relative de nivel-cutremur pe

direcţia x Deplasări relative de nivel-cutremur pe

direcţia y

dr SLSrd

SLSard , ULS

rd ULS

ard , dr SLSrd

SLSard , ULS

rd ULS

ard ,

5 0,00084 0,00185

0,008

0,00756

0,025

0,00131 0,00189

0,008

0,00776

0,025

4 0,00121 0,00265 0,01091 0,00180 0,00270 0,01107 3 0,00155 0,00339 0,01390 0,00417 0,00352 0,01441 2 0,00133 0,00292 0,01195 0,00003 0,00317 0,01299 1 0,00052 0,00114 0,00466 0,00125 0,00071 0,00292 0 0 0 0 0 0 0

Tabelul 7


Nivel

După consolidarea din 1996 Deplasări relative de nivel-cutremur pe

direcţia x Deplasări relative de nivel-cutremur pe direcţia

y

dr SLSrd

SLSard , ULS

rd ULS

ard , dr SLSrd

SLSard , ULS

rd ULS

ard ,

5 0,00029 0,00065

0,008

0,00295

0,025

0,00031 0,00067

0,008

0,00304

0,025

4 0,00063 0,00140 0,00633 0,00063 0,00138 0,00626 3 0,00101 0,00221 0,01003 0,00099 0,00217 0,00984 2 0,00101 0,00221 0,01004 0,00092 0,00201 0,00913 1 0,00028 0,00061 0,00281 0,00039 0,00085 0,00389 0 0 0 0 0 0 0


Fig. 10 - Deplasările relative de nivel pentru cele două stări limită (ULS şi SLS)

După prima consolidare deplasarea relativă s-a redus cu 38%, iar după cea de a doua cu 40% faţă de consolidarea anterioară, reprezentând 63% faţă de deplasarea relativă în cazul situaţiei iniţiale (figura 10 şi tabelele 5-7). În acest mod structura îndeplineşte din punct de vedere al deplasării relative de nivel condiţiile impuse de actualul cod de proiectare seismică, indicativ P100-1/2006.

3. Concluzii

Consolidările au dus la reduceri ale perioadei fundamentale de oscilaţie, respectiv la creşteri ale rigidităţii structurii astfel: de la o consolidare la alta rigiditatea structurii a crescut cu 44-49% ajungând ca rigiditatea clădirii existente să crească cu 72% faţă de cea iniţială, acest lucru indicând că intervenţiile de consolidare au avut un efect favorabil asupra structurii.

Evaluarea făcută asupra clădirii în 1996 a indicat necesitatea consolidării ei datorită faptului că în raportul de expertiză de atunci a avut un punctaj de 4.55 corespunzător clasei de risc II: avarii grave sau moderate cu fatalităţi. După consolidare situaţia s-a îmbunătăţit, clădirea obţinând un punctaj de 7.20, trecând astfel în clasa de risc seismic III: avarii moderate sau uşoare, ceea ce este acceptabil.

Totuşi, în ciuda faptului că rigiditatea clădirii a crescut şi clasa de risc seimic a crescut de la II la III în urma intervenţiilor de consolidare, raportul între încovoiere şi răsucire a rămas mai mic de 1,5, ceea ce înseamnă că pericolul de cuplare dintre cele trei moduri de oscilaţie a rămas.

În concluzie, după două consolidări succesive, în 1986 şi 1996, astăzi, în 2012, clădirea este în serviciu, dar în stare fisurată, iar după harta de hazard seismic elaborată de Institutul Naţional de Cercetare şi Dezvoltare pentru Fizica Pământurilor de la Măgurele în 2005, efectul cutremurului de proiectare pentru amplasament este ”foarte puternic”, adică PGA=0,30g, cu doar 7% mai mic ca la Focşani.

Bibilografie

[1] Beleş, A.A. - Cutremurul şi construcţiile, Buletinul Societăţii Politehnice, Bucureşti, 1941. [2] Tologea, S., - Probleme privind patologia şi terapeutica construcţiilor, Ed. Tehnică, 1976.


ZIDĂRIA CONFINATĂ CU GRILE POLIMERICE ŞI CU ARMĂTURĂ DE OŢEL

CONFINED MASONRY WITH POLYMERIC GRIDS AND WITH STEEL REINFORCEMENT

ALINA-MARIANA CODIŢĂ1

Rezumat: În lucrare se face un studiu comparativ din punct de vedere al lucrului mecanic şi al energiei calorice înglobate în zidăria din cărămidă confinată cu grile polimerice faţă de cea confinată cu armătură de oţel. Sunt prezentate, de asemenea, date despre cele două tipuri de zidărie şi despre armăturile folosite pentru confinare. Sunt calculate şi comparate lucrul mecanic şi energia înglobată, confinarea cu grile polimerice fiind mai performantă decât confinarea cu armătură de oţel.

Cuvinte cheie: zidărie, confinată, grile, polimerice, energie.

Abstract: In this paper a comparative study is made in terms of mechanical work and caloric energy embedded in brick masonry confined with polymer grids to the confined with steel reinforcement. The paper presents data about the two types of masonry and about the reinforcement used for confinement. Mechanical work and caloric energy are calculated and compared, the conclusion being that the confinement of the polymer grid is more successful in terms of mechanical and thermal energy than the confinement with steel reinforcement.

Keywords: masonry, confined, grids, polymeric, energy.

1. Introducere

În lume se întâlnesc două tipuri de zidării: zidăria originală şi zidăria modernă. Între zidăria originală, făcută din cărămizi pline legate cu mortar de var şi zidăria modernă, din cărămizi ceramice şi având ca liant mortarul de ciment, există deosebiri importante care conferă proprietăţi diferite celor două tipuri de zidării.

Zidărie nouă, modernă (Engleză mascrete) – o asociere în câmpul gravitaţional şi cu concursul acestuia dintre cărămizi ceramice pline sau cu goluri din argilă arsă cu mortare de ciment sau var-ciment într-o piatră artificială caracterizată prin proprietăţi aproape identice de casanţă, continuitatea deformaţiilor datorită modulelor de elasticitate aproape identice, descărcarea acţiunilor gravitaţionale în direcţia liniilor verticale de câmp, iar prin lipsa efectului sandwich adaptarea spontană la acţiunile de lungă durată este inexistentă prin efectul de sandwich. Acest tip de zidărie este un material compozit care, din cauză că mortarul de ciment conţine apă, este rece şi umedă, nu mai depinde în timp de gravitaţie, poate fi armată cu armătură metalică din oţel prin efectul de menghină, se asociază bine cu betonul armat cu care conlucrează şi nu are nici un fel de restricţii pentru a fi tăiată, scobită sau perforată în orice direcţie.

Zidărie veche, originală (Engleză: masonry) – o asociere în câmpul gravitaţional şi cu concursul acestuia dintre cărămizi pline poroase sau presate din argilă arsă cu mortare de var sau var-ciment într-o piatră artificială caracterizată prin proprietăţi de complementaritate elasto-plastică, discontinuitatea deformaţiilor datorită modulelor de elasticitate diferite ale cărămizilor şi

1 Ing., A.N.A.R, Administraţia Bazinală de Apă Jiu, Craiova (Eng., A.N.A.R, Jiu Basin Water Administration, Craiova), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.emerit.univ.dr.ing. Ramiro Sofronie, Universitatea de Ştiinţe Agronomice şi Medicină Veterinară Bucureşti (Professor PhD. Eng., University of Agronomical Sciences and Veterinary Medicine)


mortarelor, descărcarea acţiunilor gravitaţionale prin efectul de boltă, iar adaptarea spontană la acţiunile de lungă durată prin efectul de sandwich. Acest tip de zidărie nu este un material compozit care, din cauză că mortarul de var nu conţine apă, este caldă şi uscată, depinde în continuare de gravitaţie, poate fi armată cu armătură nemetalică prin efectul de ancorare, nu se asociază cu betonul armat cu care nu conlucrează chiar când sunt alăturate şi sub nici un motiv nu trebuie tăiată, scobită sau perforată.

1.1. Armătura polimerică

Pentru armarea zidăriei cu grile polimerice se folosesc grilele polimerice Tensar, fabricate după licenţa deţinută de Tensar International Limited din Anglia. Acestea îndeplinesc trei criterii: 1). rezistenţa înaltă la întindere, la deformaţii mici; 2). deformaţiile de lungă durată să rămână sub control; 3). nodurile grilelor să fie integrate şi rigide.

Procedeul de protecţie cu grile polimerice a zidăriei de cărămidă cu mortar de var a fost brevetat în România [1] şi apoi descris în mai multe publicaţii de specialitate. Protecţia antiseismică este necesară pentru că zidăria este singurul material de construcţie dependent de câmpul gravitaţional.

În prezent există trei tipuri de grile polimerice care satisfac exigenţele armării zidăriei: Tensar RG20, Tensar RG30, Tensar RG40. Numerele ce însoţesc indicativele reprezintă rezistenţele lor de control în kN/m.

Fig. 1 - Caracteristicile geometrice ale grilelor polimerice

RichterGard este un acronim şi înseamnă apărare contra cutremurelor măsurabile, iar procedeul de protecţie antiseismică a zidăriei împreună cu toate serviciile de fabricaţie a grilelor, inspecţie şi evaluare a nivelului de siguranţă, proiectare şi instalare a grilelor, a devenit în anul 2001 un sistem unitar bine definit. Sistemul RG este în deplină concordanţă cu legile fundamentale care guvernează construcţiile şi respectă prevederile legislaţiei internaţionale care le reglementează [2].

Grilele polimerice sunt menţionate ca soluţii de armare antiseismică în următoarele coduri de zidărie:

- Eurocodul 8 unde la clauzele C.5.1.1.(3), C.5.1.1.(4), C.5.1.1.(5) şi C.5.1.8.(1) se menţionează grilele polimerice pentru zidărie.

- Codul P100-1/2004 prin clauzele 8.2.6(1) şi 8.2.6(2), pag.244-245. - Codul CR6-2006 pentru zidărie clauza 3.5 - Codul P100-1/2006 prin clauza 8.2.6


1.2. Confinarea

Confinarea (cămăşuirea) componentelor structurale cu grile polimerice are scopul obţinerii unui efect tridimensional. Prin confinare, zidăria se comportă ca un material compozit. Apare continuitatea geometrică a deformaţiilor, iar starea de eforturi unitare la compresiune devine triaxială, ceea ce atrage după sine creşterea capacităţii portante de până la cinci ori, după cum s-a dovedit experimental. În plus, prin confinare anizotropia şi neomogenitatea zidăriei se reduc faţă de zidăria simplă, neconfinată. La acţiuni permanente zidăria confinată are, datorită ductilităţii grilelor şi mortarului de/cu var, o comportare elasto-plastică. La acţiuni dinamice instantanee sau de scurtă durată zidăria confinată răspunde elastic, dar cu o capacitate sporită de disipare a energiei induse faţă de zidăria neconfinată.

Confinarea poate fi pasivă, când grilele rămân plane, netensionate, sau activă – când grilele sunt puţin pretensionate. Prin acest procedeu de armare se sporeşte capacitatea portantă a zidăriei. Cămăşuiala se aplică numai pe suprafeţe exterioare ale zidăriei şi trebuie să fie perfect închisă.

Prin tradiţie, în România clădirile din zidărie se consolidează prin cămăşuire. De regulă se folosesc reţele din bare subţiri de oţel beton sau plase din STNB. Întrucât varul aflat în componenţa mortarului atacă armătura metalică, corodând-o, pentru armarea zidăriei cu STNB se foloseşte numai mortar care nu are în compoziţie var, adică M100. Armătura metalică se înglobează într-un strat de 2,5 cm de mortar de ciment M100 T.

În studiul de faţă vom folosi STNB RΦ4, RΦ6 şi RΦ8, la 10 cm, 15 cm şi 20 cm.

2. Calculul lucrului mecanic

Ergonomia este ştiinţa lucrului mecanic. Calculul lucrului mecanic este folosit în evaluarea randamentului de construcţie a zidăriei de cărămidă. Lucrul mecanic este o mărime ce caracterizează schimbarea stării dinamice a sistemului. Efectuarea unui lucru mecanic de către un sistem fizic duce la modificarea energiei sistemului cu o cantitate egală cu lucrul mecanic efectuat de către sistem. Aşadar, lucrul mecanic este o formă a schimbului de energie între un sistem şi lumea înconjurătoare [3].

2.1. Lucrul mecanic pentru zidăria simplă

Pentru a determina cantitatea de energie mecanică necesară pentru construirea unui metru cub de zidărie de cărămidă (240x115x63), se calculează lucrul mecanic, considerând deplasarea materialelor de la distanţa de 1 m, în cele trei variante de zidări: simplă, confinată cu grile polimerice şi confinată cu STNB.

Zidărie simplă din cărămizi pline şi mortar de var: greutatea specifică: 18 kN/m3; lucrul mecanic: 1800 J

Zidărie din cărămizi cu goluri şi mortar de ciment: greutatea specifică: 20 kN/m3; lucrul mecanic: 2000 J

Masa armăturii polimerice: Masa STNB:

RG 20 - 0,2 kg/m2 R 4/10 - 2,016 kg

RG30 - 0,3 kg/m2 R 6/15 - 2,7168 kg

RG40 - 0,45 kg/m2 R 8/20 - 4,024 kg


2.2. Lucrul mecanic pentru zidăria confinată

Pentru confinare, se folosesc 4 m2 de armătură (tabel 1-2) Tabelul 1

Zidărie confinată cu armătură polimerică, din cărămizi pline şi mortar de var

Tipul de armătură Masa armăturii (kg)

Lucrul mecanic (J)

RG20 0,2 1808 RG30 0,3 1812 RG40 0,45 1818

Tabelul 2

Zidărie confinată cu armătură STNB, din cărămizi cu goluri şi mortar de ciment

Tipul de armătură

Masa STNB (kg/ m2)

Masa armăturii (kg)

Lucrul mecanic (J)

RΦ4/10 2,016 8,064 2079 RΦ6/15 2,7168 10,8672 2107 RΦ8/20 4,024 16,096 2158

Fig. 2 - Lucrul mecanic necesar pentru 1 m3 de zidărie confinată

Faţă de zidăria nearmată din cărămizi pline şi mortar de var, lucrul mecanic necesar pentru realizarea unui metru cub de zidărie confinată este cu 0,44% mai mare în cazul armării cu armătură RG20, cu 0,66% pentru armarea cu RG30 şi cu 1% pentru armătura RG40 (figura 2). Faţă de zidăria nearmată din cărămizi GVP şi cu mortar de ciment, sporul este în medie de aproximativ 5,7%.

3. Energia calorică

3.1. Importanţa consumului iniţial de energie

Întrucât preţul de vânzare al materialelor de construcţii variază în funcţie de tehnologia de fabricaţie şi de adaosurile comerciale, şi, în plus, orice valută are o fluctuaţie aproape zilnică, cel mai bun criteriu pentru o evaluare economică rămâne criteriul energetic, adică evaluarea cantităţii de energie înglobată în produs.

Cu privire la consumul iniţial de energie, informaţiile disponibile sunt mai restrânse, cu caracter parţial şi neconcordante. Se subliniază faptul că, în condiţiile alegerii unor soluţii constructive avantajoase, la care se evită folosirea materialelor ce înglobează mari cantităţi de energie, există posibilitatea unor economii substanţiale.

Pe linia celor arătate mai sus, şi pornind de un studiu realizat de Institutul de cercetare şi proiectare materiale de construcţii (ICPMC) în anii ’80, studiu publicat în revista Construcţii, nr. 10/1980, s-a calculat conţinutul de energie înglobat în zidărie. În scopul studiului s-a folosit un

1808 1812 18182079 2107 2158

0

500

1000

1500

2000

2500

RG20 RG30 RG40 RΦ4/10 RΦ6/15 RΦ8/20

Luc

rul m

ecan

ic (J

)

Tipul de armătură

Armătură polimerică

Armătură de oţel


model care cuprinde detaliat, pe faze tehnologice, toate elementele care intervin în procesul de fabricaţie. Acesta s-a efectuat recurgându-se la metoda analizei de proces, urmărind succesiv toate etapele de producţie, transport şi montaj [4,5].

Depinzând de toate fazele de producere, transformare şi distribuţie a energiei, precum şi de eficienţa cu care se utilizează energia netă la beneficiari, energia primară apare ca indicatorul cel mai potrivit pentru compararea consumurilor de energie pe unitatea de produs realizat.

În calcule s-a considerat un randament de transformare a energiei primare în energie electrică potrivit relaţiei:

2,898 , , 0,345 (1)

în care Qprim este energia primară consumată la scară naţională pentru realizarea energiei electrice nete Qel,net.

3.2. Zidăria simplă

În zidărie, cărămizile ocupă 85% din volumul total, iar mortarul 15%.

ă , ă ă ă , (2)

unde cu Q s-a notat cantitatea de energie primară.

Din punctul de vedere al energiei înglobate, valorile se întind pe o plajă mai largă, în funcţie de tehnologia de fabricaţie. Vom considera o medie a valorilor dintre cele furnizate de studiile efectuate (tabel 3).

Tabelul 3

Energia înglobată într-un metru cub de zidărie din cărămidă, cu diverse tipuri de mortar

Tipuri de mortar

Energia înglobată în mortar (MJ/m3)

Energia înglobată în

cărămida plină

(MJ/m3)

Energia înglobată în

cărămida GVP

(MJ/m3)

Energie înglobată în zidăria nearmată

cărămidă plină (MJ/m3)

Energie înglobată în zidăria nearmată cărămidă GVP

(MJ/m3)

M10-Z 1535 4253 5194 5788 6729 M50-Z 2047 4253 5194 6300 7241 M100-Z 2012 4253 5194 6265 7206

Energia calorică înglobată într-un metru cub de zidărie de cărămidă GVP este, în medie, cu 15% mai mare decât energia calorică înglobată într-un metru cub de zidărie de cărămidă plină.

3.3. Zidăria confinată cu grile polimerice

Pentru calculul cantităţii de energie înglobată în tencuiala confinată, s-a însumat cantitatea de energie conţinută de armătură cu 10% din valoarea energiei conţinute de 1 m3 de mortar, corespunzând volumului de 0,1 m3 mortar necesar pentru tencuire.

ă ă ă ă ă ă (3) Pentru confinare, se folosesc 4 m2 de armătură (tabel 4-6).

Tabelul 4

Cantitatea de energie primară conţinută de grila polimerică

Tipul de grilă polimerică

Masa grilei polimerice (kg/m2)

Cantitatea totală de energie primară înglobată (MJ/m2)

RG 20 0,2 100,8 RG 30 0,3 109,2 RG 40 0,45 121,8


Tabelul 5

Cantitatea de energie primară înglobată într-un strat de 2,5 cm de tencuială armată cu grile polimerice

Tipul de grilă şi cantitatea de energie înglobată în

grila polimerică (MJ)

Tipul de mortar folosit la zidărie şi cantitatea de energie înglobată în

tencuială (MJ)

M10-T M25-T M50-T RG 20 403,2 666 642 604 RG 30 436,8 700 675 638 RG 40 487,2 750 726 688

Tabelul 6

Cantitatea de energie înglobată în zidăria din cărămidă plină, confinată cu grile polimerice

Tipul de grilă şi de mortar şi cantitatea de energie înglobată în tencuiala armată cu grilă polimerică

(MJ)

Energie înglobată în zidăria nearmată din cărămidă plină

(MJ/m3)

Energie înglobată în zidăria confinată din cărămidă plină

(MJ) RG 20 + M10-T 666 5788 6454 RG 30 + M25-T 675 6300 6975 RG 40 + M50-T 688 6265 6953

3.4. Zidăria confinată cu oţel

Tabelul 7

Cantitatea de energie înglobată în armătură

Tipul de armătură

Cantitatea de armătură la 1 m3

de zidărie (m3)

Cantitatea de armătură la 1 m3

de zidărie (kg)

Cantitatea de energie înglobată în armătură

(MJ) RΦ4/10 0,001008 7,9128 366,4 RΦ6/15 0,0011424 10,6603 493,8 RΦ8/20 0,002012 15,7942 731,4

Tabelul 8

Cantitatea de energie primară înglobată într-un strat de 2,5 cm de tencuială armată cu STNB

Tipul de armătură

Cantitatea de energie înglobată

în armătură (MJ)

Cantitatea de energie înglobată în mortarul

M100T (MJ/m3)

Total energie înglobată tencuială armată

(MJ) RΦ4/10 366,4 2332 600 RΦ6/15 493,8 2332 727 RΦ8/20 731,4 2332 965

Tabelul 9

Cantitatea de energie înglobată în zidăria din cărămidă GVP, confinată cu STNB

Tipul de armătură şi de mortar şi cantitatea de energie înglobată în tencuiala armată cu STNB

(MJ)

Energie înglobată în zidăria nearmată din cărămidă GVP

(MJ/m3)

Energie înglobată în zidăria confinată din cărămidă GVP

(MJ) RΦ4/10 + M100T 600 6729 7329 RΦ6/15 + M100T 727 7241 7968 RΦ8/20 + M100T 965 7206 8171


Fig. 3 - Energia calorică înglobată într-un m3 de zidărie confinată

5. Analiza economică comparativă

Pentru o mai bună comparare între cele două tipuri de zidării confinate, s-a făcut un calcul economic. Astfel au fost alese 3 tipuri de componente structurale de zidărie:

- componente masive reprezentând un cub cu latura de 1 m, - panouri perete cu suprafaţa 1x1 m şi grosimea 375 mm, - coloane masive cu înălţimea de 1m cu secţiune pătrată de 375 x 375 mm.

Toate costurile în euro sunt raportate la un metru cub (1 m3) de zidărie simplă sau armată. Costul fiecărei metode în parte nu poate fi luat ca referinţă internaţională deoarece reflectă piaţa românească.

Analiza economică comparativă s-a efectuat cu programul de calcul sub licenţa firmei SofteH Plus SRL din Bucureşti şi a fost limitată la două valori: costul materialelor, reprezentat prin coloane de culoare deschisă şi costul total, adică materiale, manoperă şi utilaj, reprezentat prin coloane de culoare închisă (figurile 4-6).

Fig. 4 - Costul comparativ al zidăriei simple

64546975 6953 7329

7968 8171

0100020003000400050006000700080009000

RG 20 + M10-T

RG 30 + M25-T

RG 40 + M50-T

RΦ4/10 + M100T

RΦ6/15 + M100T

RΦ8/20 + M100T

Ene

rgia

îngl

obată

(MJ)

Tipul de armătură şi de mortar

Energia înglobată în zidăria din cărămidă plină confinată cu grile polimerice

Energia înglobată în zidăria din cărămidă GVP confinată cu STNB


Fig. 5 - Costul comparativ al cămăşuielilor cu grile polimerice la masive, pereţi şi stâlpi din

zidărie confinată cu grile polimerice

Fig. 6 - Costul comparativ al cămăşuielilor cu grile polimerice la masive, pereţi şi stâlpi din

zidărie confinată armătură de oţel

Geometria componentelor structurale influenţează puternic costurile. Astfel, cele mai scumpe elemente structurale sunt cele mai subţiri. Costul materialului depinde de volumul de zidărie, deci rezultă că manopera este cea mai scumpă la elementele subţiri.

6. Concluzii

Prin compararea diferitelor metode şi componente structurale în acelaşi condiţii, se pot nota următoarele observaţii, care pun în evidenţă performanţele economice care se obţin prin utilizarea grilelor polimerice:

1. Sporul de lucru mecanic necesar pentru confinarea cu armătură STNB este în medie cu aproximativ 16,6% mai mare decât pentru confinarea cu armătură polimerică.


2. Energia calorică înglobată în zidăria din cărămidă GVP confinată cu STNB este, în medie, cu aproximativ 11% mai mare decât energia calorică înglobată în zidăria din cărămidă plină confinată cu grile polimerice

3. Faţă de cele din zidărie nearmată, preţul în cazul masivelor confinate cu grile polimerice creşte în medie cu 26%, iar în cazul armării de STNB, preţul creşte cu 31%. Între confinarea masivelor cu grile polimerice şi cu armătură STNB creşterea este cu 4%.

4. Preţul pereţilor confinaţi cu armătură polimerică creşte cu 39%faţă de cel al pereţilor neconfinaţi, iar în cazul confinării cu armătură de oţel creşterea este cu 45% faţă de preţul pereţilor nearmaţi şi cu 4% faţă de cei armaţi cu grile polimerice.

5. Stâlpii confinaţi cu armătură polimerică sunt cu 87% mai scumpi decât cei neconfinaţi; stâlpii confinaţi cu STNB sunt cu 97% mai scumpi decât cei neconfinaţi, şi cu 5% mai scumpi decât cei confinaţi cu grile polimerice.

6. Cele de mai sus, completate de faptul că ţara noastră este o zonă cu activitate seismică, în care nu este recomandată folosirea cărămizilor cu goluri în construcţii, arată confinarea zidăriei cu grile polimerice a fi recomandabilă faţă de confinarea cu armătură de oţel. Încercările experimentale pe elemente de zidărie supuse la forţe de compresiune şi forţe tăietoare au arătat că, prin confinare cu grile polimerice, capacitatea portantă a elementelor a crescut cu 15,7%, ductilitatea a crescut cu 16,24%, iar elasticitatea cu 41,5%.

Bibliografie

[1] Sofronie, R., Feodorov, V. Procedeu de armare si consolidare a zidăriilor cu grile sintetice. Brevet de invenţie OSIM nr. 112373 B1 (1995)

[2] Sofronie, R. Manual RichterGard. TOTAL Publishing, Bucureşti 2004 [3] Răduleţ, R. şi colab. Lexiconul Tehnic Român, Editura Tehnică, Bucureşti, 1957-1966 [4] Georgescu, N. şi colab. Aspecte metodologice ale stabilirii conţinutului total de energie înglobată în

materialele şi produsele folosite în construcţii, Construcţii, nr. 9/1979, pp.26-30. [5] Radu, A. şi colab. Contribuţii la stabilirea consumului de energie în sectorul de construcţii, Construcţii, nr.

10/1980, pp.3-9. [6] Codiţă, A. Conţinutul de energie din zidărie, Revista AICPS nr. 4/2004 [7] Sofronie, R.; Bolander Jr., J.E. – Innovative structural system for masonry buildings in Proceedings of IAHS

World Congress on Housing. June 1-7, 1999, San Francisco, California, Vol. IV. [8] Sofronie, R., Performanţele grilelor de tip TENSAR. Buletin AICPS Nr.4/2001. [9] Dragomir, C.S., Matei C., Dobre D., Georgescu E.S., Behaviour of structural masonry envelope element under

extreme actions, Revista Construcţii, INCERC, Nr.2, februarie 2009, Bucureşti, pp. 9-16, ISSN 1221-2709.


CALCULUL VITEZEI DE FRECARE UTILIZÂND DISTRIBUŢIA PROFILULUI DE VITEZE

SHEAR VELOCITY CALCULATION USING VELOCITY PROFILE

ELENA IATAN1

Rezumat: Viteza de frecare este un parametru care intervine în studiul transportului de sedimente. Dintre metodele existente pentru estimarea vitezei de frecare s-a utilizat distribuţia logaritmică a profilului de viteze şi s-a studiat influenţa pe care o are poziţia primului punct considerat în profilul logaritmic. S-au utilizat date experimentale obţinute în laborator pentru o curgere cu suprafaţă liberă peste frontieră cu rugozităţi create artificial. Se observă că rezultatele obţinute cu această metodă depind foarte mult de punctul în care se realizează măsurătorile şi de poziţia primului punct introdus în distribuţia logaritmică a vitezei.

Cuvinte cheie: viteza de frecare, distribuţie logaritmică, rugozităţi artificiale, curgere cu suprafaţă liberă

Abstract: Shear velocity is an important parameter involved in the study of sediment transport. To calculate shear velocity we have choose the method that utilises the logarithmic velocity distribution and we study the influence of the first point position in the velocity profile. To that end we have utilised velocity measurements in a laboratory open channel flow over a rough surface. The values obtained for the shear velocity depend on the location of the measurement point and the position of the first point involved in the logarithmic distribution.

Keywords: shear velocity, logarithmic velocity profile, artificial roughness, open channel flow

1. Introducere

Viteza de frecare este o noţiune oarecum artificială, ea reprezentând practic efortul la frontieră scris în unităţile de măsură ale viteze. Relaţia care defineşte viteza de frecare este:

ρτ=*u (1) în care: τ este efortul la frontieră (N/m2); ρ este densitatea apei (kg/m3); *u este viteza de frecare (m/s).

Viteza de frecare este o mărime importantă pe de o parte deoarece intervine în calculul a numeroşi parametri implicaţi în transportul sedimentelor (capacitatea maximă de transport a sedimentelor, viteza particulelor transportate etc.), iar pe de altă parte intervine în normalizarea diverselor mărimi ce caracterizează o curgere turbulentă (profiluri de viteză, intensităţi turbulente etc).

În numeroase cazuri, efortul la frontieră este evaluat utilizând relaţia (2), relaţie derivată din ecuaţia de impuls în cazul unei curgeri permanente şi uniforme:

igRhρτ = (2) în care: hR este raza hidraulică (m);

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Inginerie a Instalaţiilor (Faculty of Building Services), e-mail: [email protected] Referent de specilitate: Prof.univ.dr.ing. Radu Damian, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


i este panta frontierei curgerii;

g este acceleraţia gravitaţională (m/s2).

Relaţia (2) arată o estimare globală a efortului la frontieră şi poate fi utilizată doar în cazul în care această estimarea globală este utilă pentru problema studiată şi, de asemenea, poate fi adoptată pentru curgeri în care descrierea unidimensională a problemei este o aproximare acceptabilă.

Cealaltă extremă în calculul vitezei de frecare este utilizarea mărimilor ce caracterizează o curgere turbulentă cum ar fi: eforturile Reynolds şi abaterile medii pătratice ale fluctuaţiilor de viteză.

Undeva, între cele două extreme prezentate mai sus, se găseşte estimarea vitezei de frecare utilizând distribuţia logaritmică a profilului de viteze. O comparaţie între diferitele metode utilizate pentru calculul vitezei de frecare poate fi găsită în literatură [1-3].

2. Calculul vitezei de frecare utilizând distribuţia logaritmică a profilului de viteze

2.1. Metoda de calcul

Pentru o curgere în regim hidraulic rugos legea logaritmică a distribuţiei vitezei are următoarea formă:

Bky

uu

s+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= ln1

* κ (3)

în care:

κ este constanta lui von Karman, egală cu 0,41;

y este coordonata verticală, perpendiculară pe sensul curgerii;

sk este rugozitatea granulară echivalentă;

B este o constantă de integrare, egală cu 8,5.

Relaţia (3) se mai poate rescrie sub forma:

sku

Buyu

u lnln **

*

κκ−+= (4)

iar dacă se poate măsura profilul de viteze există o relaţie de forma:

CyAu += ln (5) Combinând relaţiile (4) şi (5) se obţine următoarea expresie pentru viteza de frecare:

u* = κ A (6) În relaţia (6) A este panta dreptei ce descrie variaţia logaritmică a vitezei şi poate fi calculată în urma unei regresii printre datele experimentale. Valoarea constantei lui von Kármán fiind cunoscută se poate calcula viteza de frecare.

2.2. Profile de viteză

În lucrarea de faţă s-au utilizat date experimentale obţinute pentru distribuţia vitezei pe adâncimea unei curgeri cu suprafaţă liberă şi peste o frontieră ce prezintă elemente de rugozitate dispuse ca în figura 1. Datele experimentale au fost obţinute în condiţii de laborator utilizând un sistem de măsură PIV (Particle Image Velocimetry).


Fig. 1 - Frontieră cu rugozităţi artificiale. Punctele a) şi b) sunt punctele din care s-au extras pofilele de viteză

S-au realizat măsurători atât în vârful unei semisfere (punctul b), cât şi în spaţiul dintre două semisfere consecutive (punctul a). În figura 2 sunt prezentate profile de viteză pe o porţiune egală cu 40% din adâncimea totală a curgerii.

a) b)

Fig. 2 - Profiluri de viteză a) între 2 semisfere consecutive, b) în vârful unei semisfere din planul în care s-au realizat măsurătorile

În figura 3 este aplicată procedura descrisă în paragraful 2.1. Această procedură presupune realizarea graficului de variaţie a vitezei u în funcţie de logaritmul adâncimii curgerii. Se obţine apoi dreapta de regresie printre punctele obţinute în urma măsurătorilor şi utilizând relaţia (6) se calculează viteza de frecare. Măsurătorile în vecinătatea frontierei curgerii sunt destul de dificil de realizat. Zona din curgere indicată ca având o variaţie logaritmică diferă de la o curgere la alta, în literatură se întâlnesc valori între 15% şi peste 50% din adâncimea curgerii. Astfel, că s-a dorit evaluarea influenţei pe care o are poziţia primului punct din vecinătatea frontierei curgerii în estimarea vitezei de frecare.

Fig. 3 - Distribuţia logaritmică a profilului de viteze

0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0.250

0.300

0.350

0.400

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80

U/Umax

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

-0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

U/Umax

y/Ym

ax

a) b) Sens

curgere


2.3. Influenţa poziţiei primului punct introdus în distribuţia logaritmică

Sistematic, primul punct introdus în distribuţia logaritmică a profilului de viteze a fost îndepărtat de frontiera curgerii. În figura 4 sunt reprezentate variaţiile obţinute pentru viteza de frecare în funcţie de poziţia acestui prim punct. Comparând cele două variaţii se observă că pentru profilul de viteze obţinut între două semisfere există o zonă în care cu cât ne îndepărtăm de frontiera curgerii valoarea estimată pentru viteza de frecare creşte până ajunge la valori de aproape 2 ori mari decât valorile estimate utilizând profilul de viteze măsurat în vârful semisferei. După zonele din vecinătatea frontierei în care se observă variaţii importante între valorile obţinute, viteza de frecare are tendinţa de a rămâne relativ constantă.

a) b)

Fig. 4 - Profiluri de viteză între două semisfere consecutive şi în vârful unei semisfere

3. Concluzii

Pentru estimarea vitezei de frecare s-a studiat metoda ce utilizează distribuţia logaritmică a profilului de viteze. Variaţia vitezei peste elemente de rugozitate a fost măsurată utilizând un sistem PIV. Se observă că rezultatele obţinute cu această metodă depind foarte mult de punctul în care se realizează măsurătorile şi de poziţia primului punct introdus în distribuţia logaritmică. Pentru utilizarea acestei metode trebuie identificat exact cât se întinde zona logaritmică şi în acest scop sunt necesare măsurători cu o rezoluţie ridicată în zona din vecinătatea frontierei curgerii.

Bibliografie

[1] Biron P., Robson C.,Comparing different methods of bed shear stress estimates in simple and complex flow fields, Earth Surface Processes and Landforms, vol 29, 1403-1415 (2004)

[2] Biron P., Lane S. N., Roy A., Bradbrook K., Richards K., Sensitivity of bed shear stress estimated from vertical velocity profiles: the problem of sampling resolution, Earth Surface Processes and Landforms, vol 23, 133-139 (1998)

[3] Rowinski P. M., Aberle J., Mazurczyk, Shear velocity estimation in hydraulic research, Acta Geophysica Polonica, vol 23, no. 4, 567-583, (2005)


EVALUAREA PERTURBAŢIILOR GENERATE DE ACŢIONAREA CU TURAŢIE VARIABILĂ A MOTOARELOR ASINCRONE TRIFAZATE

POWER QUALITY DISTURBANCE EVALUATION OF THREE-PHASE INDUCTION MOTOR VARIABLE FREQUENCY DRIVES

ALEXANDRU MIRCEA IATAN1

Rezumat: În prezent, dispozitivele electronice de putere sunt utilizate, pe scară largă, ca parte componentă a instalaţiilor de acţionare, în scopul creşterii performanţei energetice a clădirilor. Eficienţa clădirilor este strâns legată de consumul de energie electrică al sistemelor utilizate pentru asigurarea confortului interior al ocupanţilor. Aceste dispozitive sunt reprezentate, în principal, de convertizoarele statice de putere. Fiind sarcini neliniare acestea produc perturbaţii asupra reţelelor electrice, în general distorsiuni armonice ale tensiunilor şi/sau curenţilor. În funcţie de caracteristicile sarcinilor neliniare, distorsiunile create pot fi importante şi pot afecta alte echipamente cuplate la aceeaşi sursă de alimentare. Lucrarea prezintă modelul numeric şi rezultatele obţinute în Simulink, la acţionarea cu turaţie variabilă a unui motor asincron trifazat alimentat din reţeaua monofazată prin intermediul unui convertizor mono-trifazat. Rezultatele obţinute vor sta la baza soluţiilor de filtrare a armonicilor, în scopul atingerii cerinţelor impuse de standardele de reglementare.

Cuvinte cheie: armonici, Simulink, acţionare cu turaţie variabilă, procesare semnale

Abstract: Today, power electronics are widely used for supplying loads in order to improve building energy efficiency. The building energy efficiency is related to the power consumption used to ensure human comfort. These systems comprise mainly rectifiers and inverters which, as non-linear loads, produce harmonic distortions of voltages or currents over the electrical network. Depending on the number and the nature of these loads, the distortions created can be very high and affect other equipments connected to the same power supply. The paper presents a numerical method based on Simulink to achieve the power quality disturbance produced by VFD induction motor feed from single-three phase converter. The results analysis obtained must lead to the filtering solution in order to meet the standard regulation requirements..

Keywords: harmonics, Simulink, variable speed drives, signal processing

1. Introducere

În situaţia alimentării direct din reţea, gama de turaţii pe care o poate dezvolta motorul asincron trifazat este limitată superior de caracteristicile constructive (numărul de perechi de poli) şi de frecvenţa tensiunii de alimentare. O gamă mai largă de turaţii poate fi obţinută dacă se utilizează o sursă de alimentare capabilă să modifice simultan amplitudinea tensiunii de alimentare şi frecvenţa acesteia.

Pentru obţinerea unor tensiuni de valori efective şi frecvenţe variabile, pornind de la tensiunea şi frecvenţa reţelei de alimentare considerate fixe, se utilizează convertizoare statice de putere, directe sau indirecte. Alegerea soluţiei de conversie a energiei este dictată de: puterea motorului, plaja de turaţii ce se cere a fi obţinută şi existenţa unor condiţii specifice privind reversibilitatea funcţionării.

1 Asist.univ.drd.ing.,Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant, PhD Student, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Inginerie a Instalaţiilor (Faculty of Building Services), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Şerban Lazăr, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Cel mai des folosit tip de convertizor static de putere este cel cu invertor cu modulaţie în lăţime a impulsurilor de tensiune (PWM). Cele mai cunoscute procedee de realizare a PWM la nivelul invertoarelor sunt modulaţia sinus – triunghi şi modulaţia vectorială.

Modulaţia sinus-triunghi se poate implementa la nivelul invertorului pe baza proprietăţilor matematice ale formei de undă triunghiulare [1].

Utilizând descompunerea în serie Fourier, o formă de undă triunghiulară poate fi obţinută prin superpoziţia unei sume de funcţii alternativ sinusoidale de frecvenţă multiplu impar al frecvenţei fundamentale, denumite armonici. Frecvenţa armonicilor este de forma nfhf )14(1 −×−= (unde h reprezintă ordinul armonicii şi nf reprezintă frecvenţa fundamentală), iar amplitudinea lor variază invers proporţional cu pătratul semiperioadei π a fundamentalei. Astfel, seria Fourier corespunzătoare descompunerii este:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ++−=

++

−= ∑∞

=....ωt)(ωt)(t(

π)h(t)h()(

π(t)x

h

htri 5sin

2513sin

91)sin8

12]12sin[18

220

2 ωω (1)

Deoarece din punct de vedere tehnic o relaţie de calcul precum cea de mai sus este dificil de implementat la nivelul sistemului de comandă al convertizorului se poate folosi o alta, derivată tot din proprietăţile formei de undă triunghiulare şi anume:

∫∞

∞−dx(x)sign ][sin . (2)

În figura 1 este prezentată schema bloc SIMUNK© [2] necesară obţinerii pulsurilor modulate pentru comanda invertorului şi indicelui de modulaţie a acestora.

Fig. 1 - Schema bloc corespunzătoare obţinerii tensiunilor PWM la ieşirea din invertor pe

baza modulaţiei sinus-triunghi şi a indicelui de modulaţie.

În figura 2a este prezentată modulaţia sinus-triunghi şi punctele de intersecţie date de indicele de modulaţie. În figura 2b sunt prezentate formele de undă ale tensiunilor de amplitudine şi frecvenţă variabile, utilizate la alimentarea motorului asincron trifazat de acţionare.


2. Schema bloc de simulare a funcţionării cu turaţie variabilă a motorului asincron trifazat

Construcţia diagramei de simulare a acţionării motorului asincron trifazat cu turaţie variabilă s-a realizat prin utilizarea bibliotecilor MATLAB© prin componenta sa de simulare orientată pe obiecte SIMUNK© [2].

0.5 0.52 0.54 0.56 0.58 0.6 0.62 0.64 0.66 0.68 0.7-4

-2

0

2

4

Ut r

[V]

t [s]

Tensiunea de modulatie (unda purtatoare a frecventei)

0.5 0.52 0.54 0.56 0.58 0.6 0.62 0.64 0.66 0.68 0.7-4

-2

0

2

4

U10

, U2 0

, U30

[V]

t [s]

Suprapunerea tensiunilor de fază generate prin extrapolarea retelei monofazate

0.5 0.52 0.54 0.56 0.58 0.6 0.62 0.64 0.66 0.68 0.7-4

-2

0

2

4

U10

, U2 0

, U30

,Utr

[V]

t [s]

Tensiunea de modulatie suprapusa peste tensiunile de alimentare

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1-8

-4

-2

0

2

4

8

U1

PW

M[V

]

Tensiunile la iesirea din invertor (U1PWM, U2PWM, U3PWM)

t [s]

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1-8

-4

-2

0

2

4

8

U2

PW

M[V

]

t [s]

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1-8

-4

-2

0

2

4

8U

3P

WM

[V]

t [s] Fig. 2 - (a) tensiunea de modulaţie, tensiunile sistemului trifazat de alimentare

şi suprapunerea acestora în în scopul obţinerii indicelui de modulaţie. (b) tensiunile de amplitudine constantă modulate în lăţime la ieşirea din invertor.

Deoarece simularea îşi propune studiul acţionării unui motor asincron trifazat alimentat din reţeaua monofazată prin intermediul unui convertizor static de putere de construcţie particulară, elementele principale ale schemei bloc corespunzătoare acţionării sunt: sursa de alimentare monofazată, blocul redresor monofazat dublă alternanţă, blocul invertor trifazat şi motorul asincron trifazat cu rotorul în colivie. Sursa de alimentare monofazată este o sursă stabilizată caracterizată prin valoarea efectivă a tensiunii (230 V), frecvenţă (50 Hz) şi fază iniţială 0. Blocul redresor monofazat dublă alternanţă este format din 4 diode legate în punte. Parametrii diodelor sunt rezistenţă R=1x10-3[Ω] şi inductivitate L=1x10-8[H]. Blocul invertor trifazat este format dintr-o punte cu 6 tranzistoare cu următorii parametri: rezistenţă R=1x10-3[Ω], tensiune de iniţializare (aprindere) U=1x1-1[V] şi timp de iniţializare t=1x10-6[s]. Parametrii motorului

de acţionare sunt: putere nominală [kW] 270.Pn = , tensiune nominală de alimentare [V] 2301 =nU , curent nominal [A] 5,11 =nI , factor de putere nominal ][ 7,0cos −=nϕ şi turaţie

nominală [rpm] 1480=nn .

În schema bloc a simulării acţionării, sarcina mecanică cuplată la arborele motorului este exprimată prin caracteristica sa mecanică, sub forma unei legi de variaţie a turaţiei în funcţie de cuplul mecanic. În cazul pompelor sau ventilatoarelor, cele mai des întâlnite tipuri de sarcini mecanice acţionate în instalaţiile din clădiri, puterea mecanică este o funcţie ce depinde de caracteristicile hidraulice ale echipamentului respectiv ale instalaţiei în care acţionează, sub forma unei relaţii de tipul:

ηρ /gHQP ⋅⋅⋅= (3)


unde P este puterea mecanică a pompei exprimată în [W], Q este debitul de fluid pompat, exprimat în [m3/s], H este înălţimea de pompare exprimată în [m], ρ este densitatea fluidului [kg/m3], g este acceleraţia gravitaţională exprimată în [m/s2] şi η este randamentul pompei.

Relaţia (3) arată că puterea de pompare necesară este direct proporţională cu debitul Q şi cu înălţimea de pompare H . Astfel, în funcţie de comanda cu turaţie variabilă a motorului de acţionare, se pot atinge parametrii hidraulici ceruţi de aplicaţie şi, simultan, se pot realiza şi importante economii de energie [3].

Ştiind că, pentru pompe centrifugale sau pentru ventilatoare, momentul mecanic este direct proporţional cu pătratul turaţiei [2],[4] (şi implicit al vitezei unghiulare) 2nkM ×≅ ( 2Ω×≅ kM ) se poate calcula, în funcţie de parametrii mecanici ai motorului de acţionare, constanta de proporţionalitate k :

43322 10697.0

)2(−×==

Ω=

ΩΩ

=Ω

=n

n

n

n

n

nn

n

n

nPPPMk

π . (4)

Diagrama bloc a simulării motorului asincron trifazat acţionat în turaţie variabilă prin comanda PWM este prezentată în figura 3. Simulările au fost realizate în versiunea educaţională Matlab/Simulink R2010a. Calculatorul pe care s-au realizat simulările utilizează un procesor la frecvenţa de 1900 MHz şi o memorie fizică utilă de 2048 Mb RAM. Douăsprezece secunde în timp real corespund în programul de simulare unei singure secunde.

Fig. 3 - Diagrama bloc a simulării dinamice de acţionare cu turaţie variabilă a motorului asincron trifazat.

Pentru realizarea simulării unui model numeric cât mai apropiată de modelul fizic real este necesară introducerea unor intervale de siguranţă în schema de comandă a acţionării. Intervalele de siguranţă se referă la limitarea superioară a turaţiei, la limitarea inferioară a tensiunii de alimentare şi la limitarea superioară a curentului electric absorbit din reţea [2],[4].

Limitarea turaţiei motorului este impusă din două motive: primul motiv, de natură constructivă, este acela că rotorul motorului nu se poate roti cu turaţie infinită; al doilea motiv este că, la funcţionarea în zona de turaţii superioare turaţiei de sincronism (zonă în care fluxul magnetic este redus) cuplul mecanic dezvoltat de motor la arbore este scăzut. Astfel, în funcţie de caracteristicile mecanice ale sarcinii cuplate la arbore, motorul poate ajunge să funcţioneze pe zona neliniară (instabilă) a caracteristicii mecanice. Din aceste două motive, turaţia maximă, atinsă în regim de motor, impusă prin simulare va corespunde turaţiei de sincronism la frecvenţa nominală.


Limitarea tensiunii de alimentare este necesară din două motive. Primul este reprezentat de necesitatea menţinerii valorii efective la nivelul valorii nominale pentru evitarea suprasolicitării izolaţiei înfăşurărilor, în cazul acţionării motorului la turaţii superioare celei de sincronism corespunzătoare frecvenţei de 50 Hz. Al doilea motiv este acela că, la turaţii mici sau în regimul tranzitoriu aferent pornirii şi accelerării sarcinii, fluxul magnetic este superior celui nominal (la valori scăzute ale frecvenţei tensiunii de alimentare, rezistenţa înfăşurării pe fază a statorului 1R este comparabilă ca valoare cu reactanţa inductivă a acestuia 1Lω astfel încât raportul fUlinie trebuie mărit peste nominal). În aceste regimuri de funcţionare trebuie evitate degajările de căldură suplimentară datorate creşterii peste nominal a intensităţii curenţilor de magnetizare.

Referitor la curentul electric, limitele acestuia influenţează atât cuplul mecanic dezvoltat de motor la arbore cât şi puterea mecanică a acestuia. Limitarea superioară a curentului electric absorbit de motor este dată, atât în condiţii de regim permanent cât şi în condiţii de regim tranzitoriu, de constrângerile referitoare la supraîncălzirea motorului. Limitarea curentului electric se referă atât la componenta fundamentală a acestuia cât şi la armonici. Limitarea inferioară a cuplului mecanic dezvoltat la arbore este necesară pentru ca la pornire cu sarcina cuplată la arbore, cuplul motor să fie mai mic decât cel al sarcinii.

3. Rezultatele simulării

Rezultatele simulării sunt prezentate pentru fiecare din elementele din schema bloc din figura 3, pornind de la reţeaua de alimentare monofazată şi terminând cu sarcina mecanică cuplată la arborele motorului.

În figura 4 sunt prezentate formele de undă şi spectrele armonice ale tensiunii şi curentului absorbite de convertizorul de putere din reţeaua de alimentare.

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04-400

-200

0

200

400Semnalul ales: 5 cicluri. Fereastra FFT (cu rosu): 1 ciclu

Timp (s)

0 200 400 600 800 1000 12000

0.5

1

1.5

2

2.5

Frecventa (Hz)

Amplitudinea fundamentalei (50Hz) = 315.5 , THD= 2.24%

Am

plitu

dine

a (%

din

fun

dam

enta

la)

Semnal ales: 5 cicluri. Fereastra FFT: 1 ciclu

Amplitudinea fundamentalei (50Hz)=315.5V; THD=2,24%

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

-10

0

10

Semnalul ales: 5 cicluri. Fereastra FFT (cu rosu): 1 ciclu

Timp (s)

0 200 400 600 800 1000 12000

20

40

60

80

100

Frecventa (Hz)

Amplitudinea fundamentalei (50Hz) = 2.776 , THD= 167.04%

Am

plitu

dine

(%

din

fun

dam

enta

la)

Semnal ales: 5 cicluri. Fereastra FFT: 1 ciclu

Amplitudinea fundamentalei (50Hz)=2,776A; THD=167,04%

Fig. 4 - (a) forma de undă a tensiunii în reţeaua monofazată şi spectrul său armonic, (b) forma de undă a curentului

în reţeaua monofazată şi spectrul său armonic.

În figura 5a este prezentată forma de undă a tensiunii pe fază a motorului electric. Se observă că tensiunea de alimentare are o formă de impulsuri de amplitudine constantă, egală cu cea a tensiunii nominale la frecvenţa de 50 Hz.


Deşi tensiunea de alimentare a motorului este nesinusoidală, curentul absorbit pe linia de alimentare are o variaţie sinusoidală, de amplitudine descrescătoare datorată şocului de pornire (figura 5b). Prin utilizarea convertizorului de putere ca sursă de alimentare pentru motor, curentul absorbit la pornire are o valoare efectivă de 2,5 ori mai mare decât cea nominală, faţă de 5,5 ori în cazul pornirii directe din reţeaua de alimentare.

Se observă că, la pornire, amplitudinea maximă a curentului absorbit, la frecvenţa fundamentală, atinge 8.7 A (corespunzătoare unei valori efective de 6.15 A) după care scade şi se stabilizează la 2.12 A în regim permanent (valoare efectivă de 1.5 A). Referitor la tensiunea de alimentare, după pornirea motorului, aceasta se menţine la o amplitudine constantă de 315 V corespunzătoare unei valori efective de 221 V.

Analiza armonică a tensiunii de alimentare, pe fază, a motorului (figura 6a), evidenţiază faptul că armonicile cu amplitudinile cele mai mari corespund frecvenţelor multiple ale frecvenţei de comutaţie, indicelui de modulaţie şi numărului de pulsuri 6=p ale invertorului:

1±= kph , (5) unde k reprezintă un număr întreg pozitiv ... ,6,3

Astfel, armonica de ordinul 17 are o pondere de 38% din fundamentală, cea de ordinul 19 de 27%, cea de ordinul 35 de 22%, iar cea de ordinul 37 reprezintă 21%.

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7-500

0

500

U1 2

[V]

t [s]

Tensiunea de alimentare U12

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7-15

-10

-5

0

5

10

15

I 1[A

]

t [s]

Curentul de linie I1a)

b) Fig. 5 - Forma de undă a tensiunii de alimentare, pe fază, a motorului (a) respectiv a curentului absorbit de la sursa

de alimentare pe linia 1 (b)

Analiza armonică a curentului absorbit de motor din linia de alimentare (figura 6) evidenţiază faptul că, spre deosebire de tensiunea de alimentare, distorsiunea totală a curentului electric este mai mică ( %9=ITHD ), deoarece armonicile corespunzătoare frecvenţelor inferioare frecvenţei de comutaţie sunt atenuate de impedanţa înfăşurărilor statorului [2].


a)

b)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

5

10

15

20

25

30

Ordinul armonicii

Amplitudinea fundamentalei curentului (50Hz) = 2.96 , THD= 12.76%

Am

plitu

dine

a (%

din

fun

dam

enta

la)

0 5 10 15 20 25 30 35 400

5

10

15

20

25

30

Ordinul armonicii

Amplitudinea fundamentalei tensiunii (50Hz) = 311.1V , THD= 19.64%

Am

plitu

dine

a (%

din

fun

dam

enta

la)

Fig. 6 - Spectrul armonic al tensiunii de alimentare pe o fază a motorului (a),

spectrul armonic al curentului electric prin lina de alimentare (b).

4. Concluzii

În figura 7 este prezentată variaţia amplitudinii armonicilor tensiunilor de alimentare a motorului, exprimată procentual în funcţie de amplitudinea fundamentalei. De asemenea, este redată şi variaţia coeficientului total de distorsiune armonică a tensiunii. Se constată faptul că pe intervalul de turaţii 600 rpm – 1750 rpm dezvoltate de motor cu sarcina cuplată la arbore (corespunzător intervalului de frecvenţe 30 Hz – 70 Hz) ponderea armonicilor tensiunii şi cea a coeficientului total de distorsiune sunt practic constante. Ponderea armonicilor impare (a 5-a şi a 7-a) şi a celor de ordinul trei (a 3-a şi a 9-a) nu depăşeşte 3%, iar coeficientul total de distorsiune

UTHD pentru acelaşi interval este de 5%. Variaţia armonicilor tensiunii este diferită spre capetele intervalului de turaţii (sub 600 rpm şi peste 1750 rpm), unde ponderea acestora este semnificativă (armonica a 3-a peste 32%, armonica a 5-a peste 25% şi armonica a 7-a peste 20%). De asemenea, coeficientul total de distorsiune UTHD depăşeşte 48%.

n [rpm]0 500 1000 1500 2000 2500

THDU [%]

H3 [%]

H 5[%]

H 7[%]

0

10

20

30

40

50

60

70

H3H5H7THDU

Fig. 7 - Variaţia amplitudinii armonicilor tensiunii şi coeficientul total de distorsiune al acesteia

în funcţie de turaţia motorului de acţionare


În figura 8 este prezentată variaţia amplitudinii armonicilor curentului absorbit de motor, pe fază, exprimată procentual în funcţie de amplitudinea fundamentalei şi variaţia coeficientului total de distorsiune armonică a curentului absorbit.

Se observă că pe intervalul de turaţii 600 rpm – 1750 rpm dezvoltate de motor cu sarcina cuplată la arbore (corespunzător intervalului de frecvenţe 30 Hz – 70 Hz) ponderea armonicilor curentului şi a coeficientului total de distorsiune sunt practic constante. Ponderea armonicilor impare (a 5-a şi a 7-a) şi a celor de ordinul trei (a 3-a şi a 9-a) nu depăşeşte 3,5%, iar coeficientul total de distorsiune ITHD pentru acelaşi interval este de 5,8%.

n [rpm]0 500 1000 1500 2000 2500

THDI [%]

H3 [%]

H5 [%]

H7 [%]

0

10

20

30

40

50

60

H3

H5

H7

THDI

Fig. 8 - Variaţia amplitudinii armonicilor curentului electric şi coeficientul total de

distorsiune în funcţie de turaţia motorului de acţionare

Variaţia armonicilor curentului absorbit diferă spre capetele intervalului de turaţii (sub 600 rpm şi peste 1750 rpm), unde ponderea acestora este semnificativă (armonica a 3-a peste 35%, armonica a 5-a peste 25% şi armonica a 7-a peste 32%). De asemenea, coeficientul total de distorsiune ITHD spre capetele intervalului de turaţii depăşeşte 47%.

n [rpm]200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400

THDU [%]H3.....H15 [%]

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

H3

H3

H3

H3

H3

H3

H3

TH

Fig. 9 - Variaţia amplitudinii armonicilor tensiunii şi coeficientul total de distorsiune al acesteia în funcţie de turaţia motorul de acţionare.

În figura 9 este prezentată variaţia amplitudinii armonicilor tensiunii de alimentare a convertizorului static, exprimată procentual în funcţie de amplitudinea fundamentalei.


Se constată că pe întreg intervalul de turaţii 400 rpm – 2150 rpm dezvoltate de motor cu sarcina cuplată la arbore (corespunzător intervalului de frecvenţe 20 Hz – 90 Hz) ponderea armonicilor tensiunii şi a coeficientului total de distorsiune sunt practic constante. În concluzie, tensiunea de alimentare nu este influenţată de funcţionarea convertizorului de putere, din punctul de vedere al regimului deformant produs de acesta prin utilizarea sa ca sursă de tensiune şi frecvenţă variabile pentru alimentarea maşinii electrice. Coeficientul total de distorsiune UTHD pentru întregul interval de turaţii ale motorului este de 2%.

În figura 10 este prezentată variaţia amplitudinii armonicilor curentului absorbit de convertizorul static de putere, exprimată procentual în funcţie de amplitudinea fundamentalei, şi variaţia coeficientului total de distorsiune armonică a curentului în reţeaua de alimentare monofazată.

n [rpm]0 500 1000 1500 2000 2500

THDI [%]

H3... H15 [%]

0

50

100

150

200

250

H3H5H7H9H11H13H15THDI

Fig. 10 - Variaţia amplitudinii armonicilor curentului electric şi coeficientul total de distorsiune

în funcţie de turaţia motorul de acţionare.

Se constată că pe intervalul de turaţii 400 rpm – 2150 rpm dezvoltate de motor cu sarcina cuplată la arbore (corespunzător intervalului de frecvenţe 20 Hz – 90 Hz) ponderea armonicilor de ordin superior ale curentului absorbit din reţeaua monofazată scade uşor odată cu creşterea turaţiei motorului de acţionare. Spre deosebire de regimul deformant al tensiunii de alimentare, amplitudinea armonicilor curentului este ridicată, armonica cu ponderea cea mai mare reprezentând 98% din fundamentală. Coeficientul total de distorsiune ITHD pentru întregul interval de turaţii ale motorului descreşte liniar odată cu creşterea turaţiei motorului de la 228% la 170%, la turaţia nominală acesta fiind de 195%.

Rezultatele obţinute în simularea numerică sunt similare celor obţinute pe cale experimentală şi analizate în Labview [5] şi confirmă astfel stabilitatea modelului supus analizei.

În concluzie, se poate afirma că, pentru a menţine la un nivel constant regimul deformant al curentului introdus în reţeaua de alimentare monofazată, este recomandată acţionarea motorului în zona de turaţii cuprinse între 45% şi 118% din turaţia nominală.

Bibliografie [1] Hindmarsh J., “Electrical Machines and Drive Systems”, Ed. Butterworth-Heinemann, ISBN: 978-0-7506-

2724-5, 1997; [2] *** SimPowerSystems™ 5:User’s Guide; [3] Minett S., Fenwick K., “The power of variable speed pump benefits”, World Pumps, Volume 2000, Issue 410,

November 2000, Pages 36-38; [4] Barnes M., “Practical Variable Speed Drive and Power Electronics”, ISBN 10: 0-7506-5808-8, Elsevier-

Newnes,2003; [5] Iatan Al., Anton F.D., “Harmonics analyzer in labview”, Mathematical Modelling in Civil Engineering,

TUCEB, 2011.


PROGNOZA GRADULUI DE COLMATARE PENTRU UN LAC DE ACUMULARE

CLOGGING DEGREE FORECASTING FOR AN ARTIFICIAL LAKE

BOGDAN MARCU1 IULIAN IANCU2

Rezumat: Pentru înţelegerea fenomenului colmatării lacurilor de acumulare trebuie ţinut seama de cele două forme de aport solid şi anume: debitul solid târât şi debitul solid în suspensie. Prezenta lucrare își propune prezentarea unui model de prognoză pentru fenomenul de colmatare a lacurilor de acumulare, util pentru găsirea unor metode adecvate, pe de o parte pentru prevenirea colmatării lacurilor de acumulare şi, pe de alta parte, pentru decolmatarea acestora.

Cuvinte cheie: colmatare, decolmatare, metode de prognoză, Hec-Ras

Abstract: To understand the phenomenon of silting lakes, one has to start from the sources of the deposited sediments in a lake (the lake water catchment basin and the hydrographic network) and must take into account the two forms of solid contribution, namely: the dragged solid flow and the suspended solid flow. The present paper presents a forecasting model for the silting phenomenon of the lakes, aiming to find the best methods for preventing this phenomenon and, on the other side, to conceive adequate methods for desilting them.

Keywords: silting (clogging), desilting, forecasting methods, Hec-Ras

1. Introducere

În proiectarea lacurilor de acumulare, un rol foarte important îl joacă problema colmatării pentru că, de aceast fenomen depinde modul şi durata de funcţionare a acestora. Încărcarea anuală cu aluviuni într-un lac, este de 2-3 sau chiar 4 ori mai mare decât cea prevăzută la proiectare (Dos MTC '69). Luând în considerare limitele tehnologiei curente, trebuie recunoscut faptul că umplerea finală cu aluviuni a lacurilor este inevitabilă, dar trebuie tratată în activitatea de proiectare cu toata seriozitatea, în aşa fel încât să se asigure funcţionarea lacurilor pe o perioadă cât mai lungă (Benedict C.P. ș.a., 1973), prin asigurarea unor măsuri preventive a colmatarii, dar și de măsuri de decolmatare.

Abordarea subiectului colmatării lacurilor de acumulare a fost realizată atât pe plan național cât și pe plan internațional, în diverse lucrări de specialitate, teze de doctorat, articole în diverse conferințe. Concluzia generală ce se poate trage este că colmatarea este un proces complex care începe în momentul intrării în funcţiune şi se termină practic în momentul în care lacul este scos din funcţiune. Pentru înţelegerea acestui proces, trebuie plecat de la sursele aluviunilor depuse într-un lac (bazinul de recepţie aferent lacului şi reţeaua hidrografică) şi trebuie ţinut seama de cele două forme de aport solid şi anume: debitul solid târât şi debitul solid în suspensie.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcții București, (PhD Student, eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] 2 Şef lucrări dr. ing., Departamentul de Hidraulică și Protecţia Mediului, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Lecturer, PhD, Eng., Hydraulics and Environmental Protection Department, Technical University of Civil Engineering Bucharest), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ.dr.ing. Gabriel Tatu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Deoarece colmatarea lacurilor de acumulare determină reducerea capacităţii lor utile şi de atenuare şi implicit durata de funcţionare a lacurilor de acumulare, sunt necesare studii şi măsuri corespunzătoare pentru reducerea intensităţii acestui proces. În ţara noastră aceste studii trebuie să constituie o problemă actuală, impusă de numărul mare de lacuri existente, afectate de acest fenomen.

Prezenta lucrarea își propune, pentru un caz concret al unui lac de acumulare, prezentarea unui model de prognoză al fenomenului de colmatare, model ce poate fi apoi utilizat în găsirea de metode și măsuri pentru prevenirea colmatării lacurilor de acumulare, precum şi de măsuri privind decolmatarea acestora.

2. Acumularea Zigoneni

Lacul de acumulare Zigoneni, al patrulea lac în aval de acumularea Vidraru, este amplasat pe râul Argeş la cca. 3.5 km aval de confluenţa cu pârâul Văii Sasului, în satul Zigoneni, comuna Băiculeşti [1].

Acumularea Zigoneni are ca funcțiuni producerea de energie electrică (putere instalată 15.40 MW, debit instalat 90 m3/s), precum și atenuarea viiturilor.

Barajul frontal este format dintr-un descărcător tip deversor, etajat, cu clapetă, vane segment şi tampon de reţinere care pentru încastrare în maluri este prevăzut cu diguri laterale. Barajul este construit dintr-un radier de beton masiv în care se încastrează culeea mal drept, culeea mal stâng şi două pile intermediare cu lăţimea de 2.0 m. Înălțimea constructivă a barajului este de 27.00 m, iar lungimea barajului deversor este de 20.60 m (foto 1). Cota coronamentului este 395.00 mdM, iar cota de fundare este 366.30 mdM.

Foto. 1 - Barajul frontal Zigoneni Foto. 2 - Lacul de acumulare Zigoneni

Barajul are o clapetă 16.00 x 3.00 m cu articulație la cota 389.80 mdM, trei evacuatori de fund - vane segment 4.00 x 4.00 m, cu pragul la cota 377.50 mdM, și un descărcător lateral (2 galerii de secțiune 2.50 x 2.00 m, amplasate pe malul stâng la barajului). Debitul maxim de calcul cu probabilitatea de depășire de 1%, este Q1%=470.00 m3/s, iar debitul maxim de verificare, cu probabilitatea de depășire de 1 ‰, este Q1‰=840.00 m3/s. Lacul de acumulare are un volum total de 13.300 mil mc (foto 2). Nivelul normal de retenție este la cota 393.00 mdM, iar cel minim de


exploatare la 384.60 mdM. Lacul de acumulare are o suprafată totală la NNR de 182 ha, o lungime de 3.10 km și o lățime de 0.70 km.

Foto. 3 - Lacul de acumulare Zigoneni Foto. 4 - Coada lacului de acumulare Zigoneni

3. Determinarea volumului colmatat

Determinarea volumului de colmatare pentru acumularea Zigoneni se realizează pe baza măsurătorilor topo-batimetrice. Aceste măsurători se realizează o dată la doi ani.

Tehnicile de măsurare a adâncimii apei pot fi clasificate în: tehnici care utilizează echipamente de măsură mecanice și tehnici care utilizează echipamente de măsură electronice.

Tehnicile de măsurare a adâncimii care utilizează echipamente mecanice furnizează date cu o precizie foarte bună în cazul măsurării adâncimilor mici, de ordinul a 10 – 15 m. Peste aceste valori ale adâncimii precizia rezultatelor scade semnificativ. Acuratețea este foarte bună pentru zonele în care fundul apei este alcătuit din sedimente dure, astfel încât sondele utilizate să nu pătrundă profund în interiorul acestor sedimente. Acuratețea este puternic afectată în cazul în care consistența sedimentelor depuse pe fundul apei este scăzută, sondele de măsură putând pătrunde în interiorul acestora pe distanțe ce pot varia de la câțiva centimetri până la 1-2 m, alterând astfel valoarea reală a măsurătorii. Metodele de măsură care aplică tehnicile de măsurare a adâncimii care utilizează echipamente mecanice sunt: metoda sondei tip prăjină (sounding pole) și metoda sondei disc (sounding disk) [2].

Tehnicile de măsurare a adâncimii care utilizează echipamente electronice furnizează date cu o precizie foarte bună indiferent de mărimea adâncimii măsurate. Acuratețea este foarte bună indiferent de consistența sedimentelor depuse pe fundul apei, datorită posibilității de cuplare cu echipamente electronice de calcul care pot minimiza erorile. Metodele de măsură care aplică tehnicile de măsurare a adâncimii care utilizează echipamente electronice sunt: metoda sondei acustice (echo sounding) și metoda procesării imaginilor furnizate de senzori instalați pe sateliții geostaționari (mapping water depths from space).

Localizarea, în planul suprafeței lacului, a vasului pe care este instalat echipamentul de măsură, se face printr-un sistem care poate fi cu baza la sol (radiobalize, raze vectoare radio – VOR; transpondere, sisteme hiperbolice, radare primare și secundare, marcatori optici) sau cu baza spațială (sisteme temporare -GPS, GLONASS, sisteme Doppler -TRANZIT, TSIKADA).

Metodele uzuale utilizate în realizare poziției geografice pentru trasarea profilelor batimetrice pentru lacurile de acumulare sunt: metoda alinierii vizuale metoda liniei de ghidare, metoda


winch – ului, metoda alinierii cu laser, metoda dublei alinieri, metoda poziționării radioelectronice.

La acumularea Zigoneni s-a utilizat până în anul 2009, pentru măsurarea adâncimii metoda sondei disc, iar din 2009 se folosește metoda sondei acustice (sonar), poziția geografică fiind determinată prin metoda aliniării vizuale. Măsurătorile topo-batrimetrice se utilizează pentru determinarea volumului util de apa al lacului. Prin diferența faţă de volumul inițial se obține volumul colmatat (fig.1, tabel 1).

Tabelul 1

Determinarea volumului colmatat [3]. An Volum lac (m3) Diferenţe volum (m3) Volum colmatat (m3)

1978 13,300,000.000 0.000 0

1996 9,804,357.000 3,495,643.000 3,495,643.000

1999 9,392,544.000 411,813.000 3,907,456.000

2001 9,299,314.000 93,230.000 4,000,686.000

2003 9,053,711.000 245,603.000 4,246,289.000

2005 8,075,155.000 978,556.000 5,224,845.000

2007 7,732,067.000 343,088.000 5,567,933.000

2009 7,596,137.000 135,930.000 5,703,863.000

2011 7,418,436.980 177,700.020 5,881,563.020

Fig. 1 - Evoluția colmatării acumulării Zigoneni

Comparativ, pe baza măsurătorilor batrimetrice, în fig. 2 se prezintă patru profile transversale prin lacul de acumulare, pentru evidenţierea colmatării între 2009 și 2011.


Fig. 2 - Profile prin acumularea Zigoneni, pentru evidențierea fenomenului de colmatare între 2009 şi 2011

4. Prognoza gradului de colmatare

Modelul de calcul privind prognoza colmatării (determinarea volumului de material aluvionar depus în lacul de acumulare) poate fi obţinut utilizând programul de calcul Hec-Ras, realizat de către U.S. Army Corps of Engineers, Hydrologic Engineering Center. Acesta este unul din cele mai cunoscute şi utilizate pachete de programe din lume privind analiza sistemelor hidrografice [4].

Programul, ce implementează un model unidimensional de curgere cu suprafața liberă a apei, poate efectua calculul suprafeței libere în mișcare permanentă și nepermanentă, gradual variată pe râuri în regim natural sau canale construite și, de asemenea, calcula, pe baza datelor de intrare, volumul de aluviuni transportat și depus.

Pentru calculul transportului de sedimente, Hec-Ras-ul trebuie mai întâi să rezolve curgerea pe tronsonul de râu respectiv. Ca și alte modele, Hec-Ras foloseşte un model hidrodinamic simplificat, abordare comună utilizată în diverse modele de transport de sedimente. Astfel, Hec-Ras folosește ipoteza mișcării cvasi-nepermanente, ce aproximează hidrograful curgerii cu o serie de profile discrete pentru care debitul este constant. Astfel, profilele în care curgerea este permanentă sunt mai ușor de implementat și rularea lor este mult mai rapidă.

Hec-Ras-ul pentru modelarea transportului de sedimente rezolvă ecuația Exner (ecuația de continuitate a sedimentelor):

( )1 sp

QBt xηλ ∂∂

− = −∂ ∂ (1)

în care: B - lățimea canalului, η - cota patului canalului, λp - porozitate patului, t – timp, x –distanța, Qs - debitul de solid transportat [5].


Ecuația (1) specifică faptul că modificarea debitului solid transportat într-un volum de control este egală cu diferența dintre debitul solid intrat și cel ieșit din volumul respectiv. Ecuația este rezolvată prin calcularea capacității de transport (a debitului de solid transportat) printr-un volum de control asociat fiecărei secțiuni transversale de calcul. Acest debit solid transportat este comparat cu debitul solid care intră în volumul de control. Dacă debitul solid transportat este mai mare decât debitul solid intrat atunci există un deficit de sedimente în volumul de control, deficit ce este suplinit prin erodarea albiei. Dacă există un excedent de debit solid transportat, atunci surplusul de sediment este depus.

Urmărind evidențierea și reproducerea fenomenului de colmatare ce are loc natural în cadrul amplasamentului analizat (acumularea Zigoneni), modelul de calcul utilizat pentru realizarea prognozei colmatării lacului de acumulare este bazat pe datele existente privind volumele anuale de colmatare ale lacului, precum și pe datele hidrologice ale acumulării (debite, regim de exploatare, curbe granulometrice ale materialului aluvionar transportat etc.).

Pentru reproducerea fenomenului de colmatare a lacului de acumulare Zigoneni, modelul de curgere va acoperi, pe lângă lacul propriu-zis, și canalul de fugă de la CHE Noapteș, acumularea din amonte de CHE Zigoneni. Canalul de fugă, canal în săpătură cu secțiune trapezoidală, are o lungime de 2063,70 m și o pantă de 0,243‰. Pe lângă acest canal de fugă se va modela și albia naturală a râului Argeș. Modelarea curgerii pe cele "două cursuri" de apă se va realiza în regim de mișcare cvasi-nepermanent, pentru debitul cu probabilitatea de depășire de 1%, calarea modelului de curgere făcându-se pe baza rugozității celor două albii.

Fig. 3 - Modelarea transportului de sedimente pentru prognoza colmatării lacului de acumulare Zigoneni

Transportul de sedimente pe cele două cursuri se face plecând de la curbele granulometrice ale materialului în suspensie transportat. Referitor la transportul în suspensie, particulele solide sunt distribuite în toată masa curentului, menţinerea lor în suspensie fiind realizată prin efectul pulsaţiilor turbulente ale vitezei.

În general, în suspensie sunt purtate particule fine care intră în mică măsură în componenţa patului albiei. De aceea, debitul solid în suspensie depinde de debitul disponibil intrat în curentul de apă şi mai puţin de capacitatea de transport a curentului lichid. În cele mai multe cazuri transportul în suspensie este nesaturat.

Obţinerea formulelor pentru calculul debitului solid în suspensie necesită cunoaşterea atât a vitezei cât şi a concentraţiei. Referitor la distribuţia pe verticală a concentraţiei există următoarele teoriii: teoria difuziei turbulente, teoria energetică și teoria gravitaţională [6]. Calarea modelului de transport de sedimente se va face pe baza datelor măsurate privind volumul colmatat al lacului de acumulare Zigoneni. Odată calat și validat, modelul poate fi apoi aplicat pentru a prognoza viitoarele volume de material sedimentar transportat ce se vor depune în lacul de acumulare.


Utilizarea acestui model de calcul, pentru realizarea modelului de prognoză, asigură în condițiile calării modelului de calcul, prognoza cantității de material aluvionar transportat și depus în lacul de acumulare.

5. Concluzii

Colmatarea lacurilor trebuie să fie o preocupare curentă a cercurilor de specialitate din domeniul gospodăririi apelor, amenajării complexe a bazinelor hidrografice, protecţiei mediului înconjurător etc.

Scopul cercetărilor privind colmatarea și decolmatarea lacurilor de acumulare trebuie să aibă ca obiectiv găsirea unor metode de prognoză necesare în proiectare (la calculul capacităţii rezervate în lacuri pentru depunerea aluviunior de la intrarea în funcţiune până la sfârşitul perioadei de funţionare), stabilirea măsurilor de atenuare a colmatării acestor lacuri în vederea măririi duratei lor de funcţionare la parametrii proiectaţi şi, nu în ultimul rând, decolmatarea lacurilor, care este foarte costisitoare [7].

Modelarea transportului de sedimente este un proces dificil, datorită faptului că datele utilizate pentru prognoza transportului de sedimente și a schimbărilor în patul albiei unui râu sau a unui lac de acumulare sunt extrem de sensibile la o gamă foarte largă de parametri fizici. Totuși, odată calibrat, un model de prognoză a transportului de sedimente poate furniza pe termen lung tendințele regionale şi poate fi folosit ca instrument de decizie și planificare.

Bibliografie

[1] ITI – Instrucţiuni tehnice interne SH Curtea de Arges – CHE Zigoneni, partea de construcţii şi echipament hidromecanic, 2012.

[2] A.G. Constantinescu, D.C.Constantinescu, Tehnici de măsurare a adâncimii apei Buletinul tehnico-ştiinţific al Icemenerg, Editura Icemenerg, 2006

[3] Măsuratori topobatimetrice efectuate de SH Curtea de Argeş, 1996-2011 [4] HEC-RAS 4.1 Manual de utilizare, 2010 [5] HEC-RAS 4.1 Manual de utilizare – referinţe hidraulice, 2010. [6] O. Luca, Hidraulica cursurilor de apă, Editura Conspress, 1998. [7] I. Giurma, Colmatarea lacurilor de acumulare (Silting of reservoirs), Editura Conspress, Bucureşti, 1997.


REDIRECŢIONAREA APEI DE SPĂLARE – O SOLUŢIE PENTRU EFICIENTIZAREA SISTEMULUI DE ALIMENTARE CU APĂ

WATER SLUGGING REDIRECTION – A WATER SUPPLY IMPROVEMENT SOLUTION

CĂTĂLINA ADRIANA MAREŞ ISBĂŞOIU1

Rezumat: Lucrarea demonstrează necesitatea preocupării producătorului de apă potabilă pentru reducerea consumurilor tehnologice de apă brută în staţiile de tratare. În acest sens, se propune asigurarea unei scheme tehnologice fiabile pentru reintroducerea în circuitul apei brute din staţia de tratare a apei tehnologice rezultate din spălarea filtrelor sau/şi a celei rezultate de la sifonările decantoarelor, după ce a fost adusă la calitatea impusă de NTPA 013.

Cuvinte cheie: apă tehnologică, apă brută, apă tratată

Abstract:The work demonstrates the necessity of concerning the producer of drinking water to reduce technological water consumption in the water plants. In this respect it aims to ensure a reliable technological scheme for re-entry in the circuit of water treatment plant, the water resulting from washing filters, and/or the water results of washing settling tanks, after it was brought to the quality expected of the NTPA 013.

Keywords : technological water, water plant, water treatment

Obţinerea apei potabile din surse de suprafaţă – râu sau lac - se face prin procesele de tratare a apei. De obicei tratarea constă în limpezire, realizată în 2-3 trepte (deznisipare, decantare, filtrare) şi dezinfecţie.

Pentru menţinerea capacităţii de lucru a instalaţiilor din staţia de tratare, acestea au nevoie să fie spălate periodic. Spălarea se face cu apă tratată. Optimizarea cantităţilor de apă de spălare este o condiţie a optimizării funcţionării staţiei de tratare în ansamblu. Cantitatea de apă de spălare este condiţionată de calitatea apei brute şi de modul de funcţionare a staţiei.

Fig. 1 - Amenajarea râului Doftana

1 Drd ing.,Universitatea Tehnică de Construcții București, Facultatea de Hidrotehnică (PhD Student Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest, Faculty of Hidrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Alexandru Mănescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


1. Descrierea staţiei de tratare Voila

Importanţa gestionării cantităţilor de apă tehnologică dintr-o staţie de tratare a fost analizată pe studiu de caz, respectiv staţia de tratare Voila din judeţul Prahova.

Staţia de tratare Voila face parte din sistemul hidrotehnic Paltinu situat pe râul Doftana, în judeţul Prahova. Sistemul s-a dezvoltat pe parcursul a 40 ani, fiind în prezent o amenajare hidroenergetică şi de alimentare cu apă importantă, care valorifică superior potenţialul hidrografic din bazinul râului Prahova.

Sistemul Hidrotehnic Voila este localizat la 6 km nord de oraşul Câmpina, judeţul Prahova,

amplasat în zona de deal, cu relief cvasiplan şi teren stabil pe albia râului Doftana (figura 1). Sursa principală de alimentare a staţiei de tratare Voila este râul Doftana, prin priza lacului de compensare Voila, iar ca sursă de rezervă priza Brebu şi bazinul de apă curată Lunca Mare (255.000 mc).

Lacul de priză Voila este o acumulare de apă tampon pentru staţia de tratare Voila şi priză de apă pentru staţia de tratare Voila în vederea regularizării debitelor uzinate în CHE Paltinu.

Staţia are o capacitate de 3000 l/,s din care 1200 l/s pentru producere apă potabilă (linia I) şi 1800 l/s pentru producere apă industrială (linia II).

Construcţiile hidrotehnice care compun staţia sunt : - 2 bazine de amestec şi de distribuţie

- 2 decantoare suspensionale (cu diametrul de 34 m şi volumul 5000 m3)

- 2 decantoare radiale (cu diametrul de 45 m şi volumul de 5000 m3)

- 2 hale de filtre (52 cuve, fiecare cuvă are suprafaţa de 8,50 x4,24 m2)

hala I – pe linia I- are 12 filtre rapide cu suprafaţa de 72 m2 fiecare, amplasate simetric faţă de un culoar central;

hala II –pe linia II- are 14 filtre rapide cu suprafaţa de 76 m2 fiecare, amplasate simetric faţă de un culoar central;

- 4 rezervoare de înmagazinare apă tratată (4x5000 m3)

- gospodaria de reactivi

- staţia de clorinare

Circuitul apei în staţia de tratare

a) Linia I (apa potabilă) apa brută intră în bazinul de amestec, unde se amestecă cu soluţia de coagulant (sulfat de

aluminiu sau polihidroxiclorura de aluminiu) şi adjuvantul tip polielectrolit, preparate în staţia de reactivi;

din bazinul de amestec apa este transportată prin conducte cu Dn 1000 mm în două decantoare radiale; aici are loc decantarea suspensiilor din apă şi depunerea nămolului, de unde gravitaţional este transportat periodic la batalul de nămol;

apa limpezită din decantoare este transportată gravitaţional prin conducte Dn 800 mm la hala de filtre I, unde se realizează filtrarea prin strat de nisip cuarţos cu grosimea de 1-1,1 m şi cu o granulaţie de 0,5-3 mm;

Fig. 2 - Schema tehnologică a STA

Voila


apa filtrată este colectată în două rezervoare (2x5000 m3) aflate sub hala de filtre; aici se introduce pentru dezinfectare soluţie hiperclorinată, preparată şi dozată în staţia de clorinare;

apa clorinată –potabilă - pleacă din rezervoarele staţiei către consumatorii din zona Câmpina- Ploieşti pe o aducţiune cu Dn 1000 mm.

b) Linia II (apa industrială)

apa brută intră în bazinul de distribuţie unde se amestecă cu soluţia de coagulant (sulfat de aluminiu sau polihidroxiclorură de aluminiu) preparată în staţia de reactivi şi transportată prin 2 conducte cu Dn 110 mm;

din bazinul de distribuţie apa este transportată prin conducte cu Dn 1000 mm în cele două decantoare suspensionale - modificate; aici are loc decantarea suspensiilor din apă şi depunerea nămolului rezidual; evacuarea nămolului din cele 6 buzunare de nămol ale decantorului se realizează prin conducte de sifonare cu Dn = 150 mm, iar nămolul din conul central se evacuează printr-o conductă cu Dn = 200 mm în cămine adiacente, de unde prin reţeaua de canalizare este condus la batalul de namol;

- apa limpezită din decantoare este transportată gravitaţional prin conducte Dn 1000 mm la hala de filtre II, unde se realizează filtrarea prin strat de nisip cuarţos cu grosimea de 1-1,1 m si cu o granulaţie de 0,5-3 mm;

- apa filtrată ajunge în două rezervoare (2 x 5000 m3) din subsolul halei de filtre II; aducţiunea cu Dn = 800 mm transportă apa industrială în zona Brazi.

Principalii parametrii tehnologici

Doza de reactiv (polihidroxiclorură de aluminiu)………………… ……7 g/m3

Timp mediu de decantare ……………………………………………… 1 oră

Viteza medie de filtrare………………………………………………… 2-4 m/h

Perioada de spălare filtre……………………………………………….. 48 ore

Durata de spălare cu apă a filtrelor…………………………………… 20-30 min

Consumul specific de energie ………………………………………….. 60 kWh/m3

2. Apa tehnologică rezultată din STA Voila în anul 2011

Din cauza cererii reduse de apă, staţia de tratare Voila livrează un debit de 800 l/s apă potabilă şi aproximativ 500 l/s apă industrială. Prin monitorizarea procesului tehnologic s-a ajuns ca în prezent consumul tehnologic al staţiei să se reducă sub 15%, ajungând în ultima perioadă (2010-2011) la cca. 11%.

Consumurile tehnologice în staţia de tratare Voila (tabel 1) provin din sifonarea nămolurilor din decantoare şi spălarea filtrelor rapide. Sifonarea se deschide la intervale de timp ce variază în funcţie de turbiditatea apei brute (6 h la turbiditate peste 100 NTU şi până la 48 h la turbidităţi sub 15 NTU). Ȋn medie spălarea fiecarei cuve de filtre se face la cca. 48 ore.


Tabel 1

Variaţia consumului tehnologic funcţie de debitul de apă brută prizat

2011

volum apă brută

consum tehnologic

sifonări decantoare

spălari filtre

mc mc % mc mc ian 2254802 263627 11,7 26363 237264 feb 2089645 211029 10,1 22329 188700

mart 2354850 249769 10,6 29269 220500 apr 2259046 251803 11,1 32734 219069 mai 2311066 253186 11,0 26585 226601 iun 2332500 267100 11,5 37394 229706 iul 2577352 264113 10,2 29052 235061 aug 2262918 232748 10,3 20947 211801 sept 2343720 256265 10,9 20501 235764 oct 2301570 236599 10,3 14196 222403 nov 2233747 233634 10,5 11682 221952 dec 2165108 230087 10,6 16106 213981

media 2290527 245830 10,73 23929,86 221900 Aportul celor două componente, sifonări decantoare şi spălări filtre, la consumurile tehnologice este foarte diferit, fapt pus în evidenţă în graficul nr. 1.

Grafic nr:1

cons

um te

hnol

ogic

tota

l

sifo

nari

deca

ntoa

re

spal

ari f

il tre

050000

100000150000200000250000

med

ii lu

nare

-m

c

1

reprezentare grafica comparativa a consumului tehnologic total,sifonari decantoare,spalari filtre

medie lunara

Consumurile tehnologice provenite din spălarea de filtre au ponderea cea mai mare ~ 90,27% faţă de cele provenite din sifonări, care au o pondere doar de 9,73%. Consumul tehnologic este influenţat în mod evident de calitatea apei brute. Pentru a ilustra variaţia consumului tehnologic total funcţie de turbiditatea apei brute am analizat consumurile pe durata unei zile în mai multe situaţii de calitate ale sursei.

Determinarea funcţiei de variaţie a consumului tehnologic cu turbiditatea apei brute a fost obţinută prin regresie matematică. Pentru intervalul de turbiditate a apei brute între 5 şi 500NTU rezultatul este y = 734 ln(x) + 5754, cu un coeficient de regresie de 0,9862 (graficul nr. 2).


Grafic nr:2

Această funcţie poate fi folosită în dimensionarea unor instalaţii de reutilizare a apei tehnologice în procesul de tratare, respectiv ca apă brută, mai ales pentru apa industrială.

Turbiditatea apei brute ce alimentează staţia de tratare Voila are variaţii puternice în perioadele bogate în precipitaţii, ea putând ajunge şi la 50 000 NTU.

Distribuţia anuală a variaţiei turbidităţii apei brute din ultimii 30 de ani este prezentată în tabelul 2: Tabel 2

Interval de turbiditate Distribuţie anuală % 0-25 NTU 58 25-50 NTU 23.5

50-100 NTU 7.7 100-200 NTU 4.5 200-400 NTU 2.8 400-700 NTU 0.94 700-1000 NTU 0.86 1000-1500 NTU 0.57 1500-3000 NTU 0.45 3000-6000 NTU 0.32 6000-10000 NTU 0.24

> 10000 NTU 0.12 Se observă că ponderea de turbiditate a apei brute cea mai mare este sub 25 NTU, iar 97% din turbiditatea apei brute se află sub 200 NTU.

Dimensionarea echipamentelor şi automatizarea procesului de recirculare a apelor tehnologice este util să ia în considerare această statistică .

3. Calitatea apelor tehnologice

Modul de folosire al apelor reziduale este influenţat nu numai de cantitatea lor, dar în special de calitatea lor. Valorile principalilor parametri care ne dau informaţii despre amprenta apelor reziduale au fost analizate în comparaţie cu cei ai apei brute din care rezultă în urma procesului de tratare (tabelele 3-5).

variația consumuluifuncție de turbiditatea apei

0

500

1000

1500

2000

2500

5 2 7 50 100 400

turbiditate apa bruta -

consum tehnologic -mc


Tabel 3 Indicatori de calitate la apa brută 2011

Tabel 4

Indicatori de calitate la apa de la sifonarea decantoarelor 2011

Tabel 5

Indicatori de calitate la apa de la spălarea filtrelor 2011

Comparând valorile corespunzătoare fiecărui parametru analizat se constată cu uşurinţă că apa reziduală se încadrează din punct de vedere fizico-chimic în aceeaşi clasa de calitate ca şi apa brută din care provine.

Ca urmare, nu există riscuri în cazul în care ar fi introdusă din nou în circuitul tehnologic şi de a putea astfel asigura gospodărirea judicioasă a resursei de apă.


Urmărind în continuare traseul apei reziduale, aceasta ajunge la batalul de nămol de unde, după decantare ajunge în emisar .

Parametrii de calitate ai apei din batal sunt monitorizaţi conform HG 352/2005 pentru modificarea şi completarea NTPA-001/2005 şi se prezintă în tabelul 6.

Tabel 6

Parametrii de calitate ai apei reziduale din batalul de nămol

Den. Incercarii

Azot amoniacal

mg/l, max

Aluminiu mg/l,

max

Consum biochimic de

oxigen mgO2/l

max

Consum chimic de

oxigen mgO2/l

max

Materii in suspensie

mg/l max

pH

unitati pH

Extr. cu solventi

mg/l max

Sulfaţi mg/l

max

Val. limita 2,0 5,0 25 125 35(60) 6,5-8,5 20,0 600

-trim I -trim II -trim III -trim IV

- <0,218 <0,218 <0,034

0,23 0,028 <0,02 0,039

<10 <10 <10 <10

<36,3 <36,3 <36,3 <36,3

26 35 20 16

7,81 8,09 8,37 7,7

<1 <1

4,95 4,2

63,4 22,7

23,27 30,44

Nămolul tehnologic rezultat în urma decantării apelor tehnologice în batalul de nămol din aval de staţie este deasemenea monitorizat conform Ord. 95/2005 secţiunea 2- “Criterii pentru acceptarea deşeurilor pe depozitele de deşeuri nepericuloase”. Din analizele efectuate semestrial se constată încadrarea calităţii acestuia în limitele impuse de legislaţia în vigoare (tabelul 7).

Tabel 7

Parametrii de calitate ai nămolului din batalul de nămol

Den. încercării

Aluminiu [mg/Kg]

Crom hexavalent

[mg/Kg]

Sulfat

[mg/Kg] Valori limită - 4 10000 2011 3,8 <0,05 1221,8

Ȋnainte de intrarea apei în emisar, parametrii fizico-chimici determinaţi la 50 m aval de batalul de nămol se prezintă în tabelul 8.

Tabel 8

Indicatori de calitate apă tehnologică rezultată de la STAVoila la intrarea în râul Doftana


Se remarcă preocuparea permanentă a producătorului de apă potabilă pentru păstrarea calităţii sursei, prin monitorizarea deşeurilor rezultate în urma procesului tehnologic de tratare apă .

4. Evoluţia turbidităţii apelor reziduale

Pentru a determina încărcarea apelor tehnologice-turbiditatea acestora, precum şi modul de variaţie a turbidităţii în timp, s-au realizat teste pe apa tehnologică provenită de la sifonări decantoare şi spălări de filtre. S-au făcut 33 de serii de determinări pe apa rezultată de la spălări de filtre. S-au prelevat probe din 5 în 5 minute din momentul în care filtrul a intrat în deversare (graficul nr.3).

Ciclul mediu de filtrare a fost de cca.48 ore. Grafic nr:3

Variatia turbiditatii apei tehnologice provenita de la spalari filtre

y = 1014,8e-0,3322x

R2 = 0,9982

0100200300400500600700800900

10001100

0 2 4 6 8 10 12 14 16

interval de timp de la intrarea in deversare a cuvei de filtrumin

turb

idita

te apa

spalar

e- m

in

Variaţia turbidităţii apei provenită de la spălări de filtre prezintă o scădere exponenţială în timp, coeficientul de regresie fiind de 0,998.

Această dependenţă permite proiectarea unor instalaţii de recirculare a apei provenite de la spălările de filtre care să folosească diferenţiat debitul de apă de spălare filtre ‘limpede ‘.

Se observă că vârful de turbiditate apare în primele 5 minute de la deversare, după care turbiditatea apei scade rapid, ajungând la valori care să permită reintroducerea în circuitul tehnologic ca apă brută cu o amprentă de o calitate superioară.

Pentru consumurile de la sifonări decantoare, s-au efectuat teste pe sifonările provenite de la decantoarele radiale. S-au prelevat probe din 10 in 10 minute (graficul nr.4).

Turbiditatea apei brute în perioada determinărilor fiind în medie de 22 NTU. Grafic nr:4

Variația turbidității apei tehnologice provenită de la sifonare decantoare radiale

0500

1000 1500 2000 2500 3000 3500

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 timp de la deschiderea vanei de sifonare-min

turbiditate-ntu


Apa tehnologică provenită din sifonările decantoarelor radiale datorită specificului constructiv al decantorului, respectiv prin prezenţa podului raclor, nu are o variaţie liniară şi nu conduce la concluzii clare asupra evoluţiei calităţii apei evacuate.

Ȋn această situaţie s-a urmărit gradul de încărcare cu suspensii a apelor de sifonare, respectiv încărcarea decantoarelor în funcţie de turbiditatea apei brute (graficul nr.5).

S-a calculat funcţia de eficienţă a reducerii turbidităţii pe treapta de decantare . Grafic nr:5

Variaţia cantităţii de suspensii reţinute în decantoare are dependenţă liniară.

Luând în calcul tabelul nr.2 observăm că la o turbiditate a apei brute de ~ 20 NTU, consumurile tehnologice provenite din sifonări sunt de ~300 mc pe 24 h, de unde împărţind matematic cantitatea de suspensii la consumul tehnologic şi raportând-o la un debit de 0,6 m3/s de apă brută rezultă o încărcare de suspensii de ~ 1466 g/m3 de apă sifonată, care se corelează cu determinările efectuate.

Calitatea apelor tehnologice de la golirile decantoarelor este sensibil egală cu cea a apei brute, fapt care ne arată că poate fi uşor reintrodusă în conducta de alimentare cu apă brută a staţiei.

5. Optimizarea consumurilor tehnologice funcție de turbiditatea apei brute

Analiza posibilităţilor de reducere a consumurilor şi respectiv de optimizare a procesului tehnologic s-a făcut pentru o monitorizare a spălarilor de filtre şi respectiv golirilor de la decantoare pe o perioada de 24 ore (tabelul 9). S-a luat în calcul dispunerea spălarilor de filtre uniform pe întreaga zi, corelând-o şi cu specificul constructiv al STA Voila, care utilizează la spălari de filtre apa potabilă. De aceea trebuie asigurat un anumit nivel în rezervoare care să permită atât spălări de filtre cât şi asigurarea debitului la beneficiari.

La turbidităţi mici şi medii sifonările se efectuează în intervalul dintre două spălări, pentru a nu fluctua debitul de apă brută prizat. În cazul turbidităţilor mari, acest lucru nu poate fi asigurat şi se impune creşterea debitului de apă brută.

Pentru folosirea eficientă a apelor tehnologice în STA Voila propunem o schema (fig. 3) care presupune colectarea apelor tehnologice, decantarea acestora, reutilizarea supernatantului în faza de coagulare-floculare, colectarea nămolul rezultat şi deshidratarea acestuia.

variația cantității de suspensii reținute în decantoare funcție de turbiditatea apei brute raportat la un debit de 1mc/s

y = 84,922x - 1074,8R 2 = 0,9928

02000400060008000

1000012000140001600018000

0 50 100 150 200

turbiditate apa bruta-ntu

kg suspensii țn 24 h


Tabel 9

Variaţia consumurilor tehnologice în mc/zi funcţie de turbiditatea apei brute

turbiditate apă brută -NTU ora 5 25 70 200 1000 4000 1 360 2 850 850 850 850 850 1210 3 850 850 850 850 1210 4 150 360 5 850 850 850 850 850 1210 6 150 360 7 850 850 850 850 850 1210 8 360 9 150 150 150 150 150 1210 10 150 150 150 360 11 850 850 850 850 1210 12 850 850 1210 13 150 150 150 360 14 850 150 150 1210 15 850 850 850 850 1210 16 360 17 850 850 850 850 850 1210 18 850 850 850 1210 19 360 20 850 850 850 850 850 1210 21 150 150 150 1210 22 150 150 150 360

023 850 850 850 850 850 1210 24 850 850 1210

mc /zi 6950 7950 9100 10250 11400 21390

Urmărind schema pe flux tehnologic se constată următoarele faze principale :

- colectarea apelor tehnologice provenite de la la sifonările decantoarelor şi apele provenite de la spălările de filtre din prima parte a ciclului de spălare (~ 7-10 minute) ,

- ape cu mare încărcătură în suspensii se stochează într-un bazin –decantor,

- apele tehnologice limpezi sunt pompate într-un rezervor de apă recirculată,

- partea grosieră-nămolul este preluată de instalaţia de deshidratare.

Conductele care preiau apele tehnologice de la sifonările decantoarelor sunt prevăzute cu pompă de recirculare a acestora direct în conducta de apa brută în cazul în care se doreşte mărirea eficienţei reacţiei de coagulare-floculare prin recircularea nămolului în zona de turbidităţi până în 40 NTU.

S-a ales varianta de introducere a acestora direct în conducta de apă brută pentru a avea controlul turbidităţii şi debitului apei care intră în bazinul de amestec, prin intermediul turbidimetrului în flux şi implicit a stabilirii dozelor de coagulant şi floculant.

Cel de-al doilea motiv pentru alegerea acestui punct de injecţie este faptul că staţia de tratare nu are cameră separată de coagulare şi de floculare. Injecţia coagulantului se face direct în bazinul de amestec care asigură şi amestecul rapid, iar floculantul este injectat în conducta care transportă apa brută amestecată cu coagulantul către decantoare.

Fig. 3 - Schema tehnologică a STA

Voila şi posibilităţile de reutilizare a apelor

tehnologice în fluxul tehnologic


Apele tehnologice din a-2-a parte a ciclului de spălare de la filtre şi apa limpezită din bazinul decantor este colectată în rezervorul de apă recirculată care apoi prin intermediul unei pompe este introdusă în conducta de apă brută.

Prin intermediul schemei propuse se estimează reutilizarea apelor tehnologice, creşterea eficienţei treptei de coagulare-floculare prin posibilitatea de recirculare a unei părţi din apele provenite de la sifonări în zona de turbidităţi greu tratabile .

6. Concluzii

Reutilizarea cantităţilor de apă rezultate din procesele de spălare are efecte benefice asupra performanţelor staţiei, deoarece procesele în flux deschis însumează mari cantităţi de apă, iar refolosirea unei părţi din această apă nu face altceva decât să reducă costurile atât în privinţa apei brute dar şi în privinţa reactivilor.

Dacă tehnologiile de tratare sunt din ce în ce mai puţin invazive asupra mediului, cu reactivi cât mai puţin toxici, cu efecte remanente în apa reziduală sub limita de detectabilitate , în schimb, problema reducerii consumurilor de apă tehnologică rămâne o prioritate a producătorului de apă. Această problemă este de mare actualitate, deoarece rezolvarea ei conduce la îndeplinirea unor obiective majore ale gospodarului de apă:

- Protejarea resursei de apă prin obţinerea aceleiaşi cantităţi de apă potabilă cu un consum cât mai redus de apă brută;

- Scăderea preţului de cost al apei potabile cu impact social important; - Monitorizarea permanentă a calităţii apei care ajunge în emisar, contribuind la protecţia

mediului înconjurător.

Din studiul prezentat, reiese faptul că staţia de tratare Voila are o tehnologie adecvată actualelor cerinţe de mediu, apele reziduale rezultate din procesul tehnologic nu au impact negativ asupra mediului, dar este necesară o preocupare constantă pentru protecţia resursei de apă prin reducerea consumurilor tehnologice.

Bibliografie

[1] ARA si Ministerul Mediului – Conformarea sistemelor de alimentare cu apă şi canalizare la Directivele Europene Conferinţa Internaţională mai 2004 Bucureşti

[2] Manescu A.,Sandu M.,Ianculescu O.- Alimentări cu apă , Editura didactică si Pedagogică, Bucureşti 2008 [3] Nistreanu V. Procese unitare pentru tratarea apei, Univ. Politehnică Bucureşti,2005 [4] ****Legea apelor 107/1996, completată şi modificată cu Legea 310/2004 [5] **** HG 352/2005 pentru modificarea şi completarea NTPA-001/2005 Normativ pentru stabilirea limitelor de

încarcare cu poluanţi a apelor uzate evacuate în resursele de apă [6] **** Ord. 95/2005 secţiunea 2- “Criterii pentru acceptarea deşeurilor pe depozitele de deşeuri nepericuloase” [7] ****Legea 265/2005 privind protecţia mediului înconjurător [8] **** NTPA-013 Norme de calitate pe care trebuie să le îndeplinească apele de suprafaţă utilizate pentru potabilizare [9] ****Hotararea 100/2002 privind aprobarea NTPA-013 Norme de calitate pe care trebuie să le îndeplinească apele de

suprafaţă utilizate pentru potabilizare


EVALUAREA VULNERABILITĂŢII SEISMICE A UNEI CLĂDIRI REZIDENŢIALE DIN ANII '60, LOCALIZATĂ ÎN BUCUREŞTI

SEISMIC VULNERABILITY ASSESSMENT OF A RESIDENTIAL BUILDING FROM 1960S LOCATED IN BUCHAREST

FLORENŢA-NICOLETA MARINESCU (TĂNASE)1

Rezumat: Această lucrare cuprinde analiza vulnerabilității seismice a unei clădiri rezidențiale din București, proiectată înaintea apariției primului cod românesc de proiectare seismică (P13-63). Analiza are la bază metodologia din documentele americane "HAZUS ® MH MR5 - Federal Emergency Management Agency" și "ATC 40 - Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings." Structura a fost considerată tipul C2H (clădire înaltă cu pereți structurali din beton armat) potrivit HAZUS ® MH MR5. În urma analizelor statice neliniare s-au obținut curbele de capacitate ale structurii și s-au determinat deplasările spectrale așteptate pe cele două direcții principale, utilizându-se spectrele elastic și inelastice ale componentei NS a înregistrării seismice de la stația INCERC București, din 4 martie 1977. Parametrii curbelor de fragilitate au fost luați din raportul "Study on early earthquake damage evaluation of Existing Buildings in Bucharest, Romania", realizat la Universitatea Tehnică de Construcții București. În final, au fost determinate probabilitățile ca structura analizată să se găsească în diferite stări de avariere.

Cuvinte cheie: clădire cu pereți structurali din beton armat, funcții de fragilitate, stare de avariere, analiză pushover

Abstract: This paper presents the seismic vulnerability analysis of a tall residential building completed in Bucharest, and designed before the emergence of the first Romanian Seismic Design Code (P13-63). The analysis is based on the methodology of "HAZUS ® MH MR5 - Federal Emergency Management Agency" and "ATC 40 - Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings." The structure consists in cast-in-place reinforced concrete shear walls and it is considered type C2H (tall building with concrete shear walls) according to HAZUS ® MH MR5. The capacity curves of the structure were obtained performing the nonlinear static analysis. The expected displacements in the X and Y directions of the building were determined using elastic and inelastic spectra of NS component of the ground motion recorded at INCERC Bucharest station on 4 March 1977. The parameters of fragility curves were taken from the report "Study on early earthquake damage evaluation of Existing Buildings in Bucharest, Romania", made at UTCB (Technical University of Civil Engineering, Bucharest). Finally, probabilities of different damage states and average damage state for the structure were obtained.

Keywords: shear wall structures, fragility functions, damage state, pushover analysis

1. Introducere

Evaluarea vulnerabilității seismice a unei clădiri este un instrument de estimare a eventualelor avarii care ar putea fi cauzate de un cutremur având anumite caracteristici, creând totodată premizele unor măsuri de reducere a numărului persoanelor afectate și a pierderilor materiale. Vulnerabilitatea seismică poate fi evaluată cu ajutorul curbelor de fragilitate. Aceste curbe sunt

1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcții Civile Industriale și Agricole (Faculty of Civil Engineering, Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Mihai Voiculescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


funcții care descriu probabilitatea atingerii sau depășirii diverselor stări de avariere structurală sau nestructurală ținând seama de estimarea deterministă a răspunsului structural. Curbele de fragilitate sunt afectate de o serie de incertitudini care țin de conformarea și construcția clădirii, dar și de caracteristicile seismului. Raportul ATC-13 apărut în 1985 și realizat de Applied Technology Council a fost una dintre primele încercări de evaluare a vulnerabilității seismice a clădirilor. ATC-13 propunea funcții empirice de fragilitate seismică pe baza estimărilor făcute de experți cu privire la gradele de avariere observate la diverse categorii de clădiri. Un alt pas important în evaluarea vulnerabilității seismice a fost făcut de National Institute of Building Sciences (NIBS), finanțat de Federal Emergency Management Agency (FEMA), în urma căruia a rezultat programul HAZUS lansat în 1997 ca un soft pentru evaluarea riscului seismic din U.S.

2. Analiza vulnerabilității unei structuri cu pereți din beton armat proiectată înainte de P13-63

Acest tip de clădire a fost proiectat de IPCMC (Institutul de Cercetare, Proiectare și Producție Experimentală în Construcții și Materiale de Construcții) și s-a construit în București între anii 1962-1963, ca parte a unui complex rezidențial localizat pe B-dul Dimitrie Cantemir. Fiecare clădire are 11 niveluri și două tronsoane – A și B – separate printr-un rost seismic de 3 cm. Pentru acest studiu s-a analizat tronsonul A (figura 1).

Fig. 1 - Model 3D și vedere de sus a tronsonului A

2.1. Caracteristici structurale

Structura are două deschideri, șase travee și o suprafață de nivel de aproximativ 321 mp. Înălțimea de nivel este de 2.74 m.

Grosimea pereților structurali din beton armat este de 15 cm, exceptând câțiva pereți ai casei liftului care au 12 cm grosime. Unii pereți transversali au bulbi cu secțiuni de 27.5x60 cm, 27.5x90 cm, 27.5x87.5 cm. Dimensiunile secționale ale grinzilor variază la același nivel, dar și pe înălțimea clădirii. Grinzile au armătură înclinată.

Riglele de cuplare au dimensiunile secțiunilor de 12(15) cm cu (50)60 cm. Grosimile plăcilor nivelului curent variază între 8 și 12 cm.


Pentru această structură s-au folosit trei mărci diferite de beton după cum urmează: B250 pentru pereții de la parter și planșeele peste parter, peste primul și al doilea etaj, B200 pentru pereții și planșeele de la etajul 3 la 6 și B170 pentru restul etajelor. Oțelul utilizat a fost OL38.

Valorile rezistențelor materialelor utilizate în analiză sunt:

B250: mmNf cd2/5.10= şi mmNf ctd

2/8.0= ;


2/7.0= ;


2/58.0= ;

OL 38: mmNf yd2/200= ; mmNf ud

2/380= .

Perioada proprie fundamentală de vibrație a structurii este 0.79 secunde.

2.2. Analiza vulnerabilității seismice a tronsonului A

Curbele de capacitate pentru structura analizată au fost obținute în urma unor analize statice neliniare de tip pushover, pe cele două direcții principale X și Y (figura 2).

Analiza are la bază documentele americane "HAZUS ® MH MR5 - Federal Emergency Management Agency" și "ATC-40 - Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings", iar parametrii funcțiilor de fragilitate au fost preluați din Văcăreanu et al. (2006). Acești parametri țin seama de specificul clădirilor din România și de evoluția codurilor autohtone de proiectare seismică.

Clădirea a fost încadrată ca fiind de tipul RC2H, "pre-code", proiectată înaintea apariției primului cod românesc de proiectare seismică, precizând următoarele:

RC2 = structură cu pereți structurali din beton armat;

H = structură înaltă (11 niveluri);

Structură "pre-code"= structură proiectată între 1941-1962.

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

SD (cm)

SA/g

Curba de capacitate, dir. X Curba de capacitate, dir. Y

Fig. 2 - Curbele de capacitate pentru tronsonul A, pe cele două direcții principale ale sale


În analize s-a utilizat componenta NS a înregistrării seismice obținute la stația INCERC București în urma cutremurului vrâncean de la 4 martie 1977. Au fost calculate spectrele de răspuns pentru diferite valori ale factorului de ductilitate, μ (fig. 3.).

Deplasările spectrale așteptate pe cele două direcții principale structurii au fost determinate utilizând spectrele de răspuns mai sus amintite și curbele de capacitate .

Fig. 3 - Metoda Spectrului de Capacitate aplicată pentru tronsonul A, pe direcțiile X și Y

Curbele de capacitate (în format SA vs. SD) obținute pe direcțiile X și Y au fost biliniarizate și sunt caracterizate de următorii parametri (deplasări și accelerații spectrale la curgere și ultime):

Pe direcția X:

cmD y 435.0= , gscmAy ⋅== 030.0/91.29 2 ;

cmDu 26.2= , gscmAu ⋅== 114.0/83.111 2 ;

Pe direcția Y:

cmD y 1596.0= , gscmAy ⋅== 149.0/25.146 2 ,

cmDu 63.1= , gscmAu ⋅== 270.0/31.265 2 .

Pentru tronsonul A deplasarea spectrală așteptată este ≈2.175 cm pe direcția X și ≈2.87 cm pe direcția Y.

Tabelul 1

Parametrii funcţiei de fragilitate pentru clădiri RC2H construite între 1941-1962 (cf. Tabel 1.6a, [6.])

Starea de avariere, ds Uşoară (Slight) Moderată (Moderate) Extinsă (Extended) Completă (Complete)

S dsd , (cm) β ds S dsd , (cm) β ds S dsd , (cm) β ds S dsd , (cm) β ds 0.40 0.65 0.83 0.75 1.26 0.85 2.97 0.95


00.10.20.30.40.50.60.70.80.9

1

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00SD (cm)

P[>d

s|SD

]

Slight Moderate Extensive Complete

Fig. 4 - Funcţii de fragilitate pentru structura analizată, direcţia X

00.10.20.30.40.50.60.70.80.9

1

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00

SD (cm)

P[>d

s|SD

]

Slight Moderate Extensive Complete

Fig. 5 - Funcţii de fragilitate pentru structura analizată, direcţia Y

Tabelul 2

Probabilităţi de depăşire condiţionate de deplasarea spectrală aşteptată, cmS d 17.2= , pe direcţia X

Probabilităţi condiţionate de a fi în sau de a depăşi starea de avariere, ds Uşoară Moderată Extinsă Completă

0.99 0.91 0.75 0.37

Tabelul 3

Probabilităţi de depăşire condiţionate de deplasarea spectrală aşteptată, cmS d 87.2= , pe direcţia Y

Probabilităţi condiţionate de a fi în sau de a depăşi starea de avariere, ds Uşoară Moderată Extinsă Completă

0.99 0.95 0.84 0.48

Ulterior, au fost calculate probabilitățile ca structura analizată să se găsescă în fiecare dintre cele patru stări de avariere considerate, rezultatele fiind prezentate pentru cele două direcţii principale ale structurii în tabelele 4 şi 5.


Tabelul 4

Probabilităţi de a fi într-o stare discretă de avariere, direcţia X

Probabilităţi de a fi în starea discretă de avariere Neavariată Uşoară Moderată Extinsă Completă

0.01 0.08 0.16 0.38 0.37

Tabelul 5

Probabilităţi de a fi într-o stare discretă de avariere, direcţia Y

Probabilităţi de a fi în starea discretă de avariere Neavariată Uşoară Moderată Extinsă Completă

0.01 0.04 0.11 0.36 0.48

Pentru clădirea studiată s-a determinat şi gradul mediu de avariere (tabelele 6,7), care furnizează date despre natura avariilor ce ar putea fi suferite de o clădire, după cum urmează:

− Valorile între 0 şi 0.5 indică lipsa avariilor;

− Valorile între 0.5 şi 1.5 arată avarierea uşoară;

− Valorile între 1.5 şi 2.5 implică o stare de avariere moderată;

− Valorile între 2.5 şi 3.5 caracterizează starea de avariere extinsă;

− Valorile între 3.5 şi 4 sugerează avarierea completă a clădirii. Tabelul 6

Gradul mediu de avariere pe direcţia X

cmS xd 17.2, = ]|[ SdsP d K KSdsP d ⋅]|[

]|[ SNP d 0.01 0 0.000 ]|[ SSP d 0.08 1 0.08 ]|[ SMP d 0.16 2 0.32 ]|[ SEP d 0.38 3 1.14 ]|[ SCP d 0.37 4 1.48

Gradul mediu de avariere pe dir. X 3.02

Tabelul 7

Gradul mediu de avariere pe direcţia Y

cmS yd 87.2, = ]|[ SdsP d K KSdsP d ⋅]|[

]|[ SNP d 0.01 0 0.00 ]|[ SSP d 0.04 1 0.04 ]|[ SMP d 0.11 2 0.22 ]|[ SEP d 0.36 3 1.08 ]|[ SCP d 0.48 4 1.92

Gradul mediu de avariere pe dir. Y 3.26


3. Concluzii

Clădirea studiată face parte din ansamblul Mărăşeşti-Unirii şi, aşa cum s-a prezentat anterior, are particularităţi ale clădirilor proiectate în perioada pre-cod, printre care: variaţia pe verticală a rigidităţii cauzată de utilizarea de mărci diferite de beton pe înălţimea structurii, armarea cu bare înclinate atât a plăcilor, cât şi a grinzilor etc.

Structura clădirii a fost supusă unor analize statice neliniare (push over) în urma cărora s-au obţinut curbele de capacitate ale structurii, care, intersectate cu spectrele elastic şi inelastice ale componentei NS a accelerogramei întregistrată la staţia INCERC Bucureşti, la 4 martie 1977, au furnizat deplasările spectrale aşteptate ale clădirii pe direcţiile X şi Y . Având în vedere faptul că gradul mediu de avariere atât pe direcţia X, cât şi pe direcţia Y a rezultat între 2.5 şi 3.5, se poate considera că structura analizată este probabil să se găsească în starea de avariere extinsă caracterizată de crăpături diagonale în pereţii structurali, depăşirea rezistenţei la curgere a armăturii majorităţii pereţilor, beton expulzat şi flambajul armăturilor sau rotirea unora dintre pereţii cu lungime mică. În metodologia HAZUS-MH MR5 mai este descrisă posibilitatea ca, în această stare de avariere, stâlpii neductili să se prăbuşească parţial.

Această lucrare are la bază cercetarea efectuată de autoare în vederea elaborării tezei de doctorat pe tema evaluării performanței seismice a clădirilor înalte cu structura de rezistenţă din pereţi din beton armat, construite înainte de 1977, în Bucureşti.

Bibliografie

[1] Dubină, D., Lungu, D., Aldea, A., Arion, A., Ciutină, A., Cornea, T., Dinu, F., Fulop, L., Grecea, D., Stratan, A., Văcăreanu, R. - Construcţii amplasate în zone cu mişcări seismice puternice, Editura Orizonturi Universitare, Timişoara, 2003

[2] Gencturk, B., Elnashai, A. S., Song, J. - Improved fragility relationships for populations of buildings based on inelastic response, Proceedings of the 14th WCEE, October, 2008, Beijing, China

[3] HAZUS®-MH MR5 – Technical Manual, Department of Homeland Security Federal Emergency Management Agency Mitigation Division, Washington, D.C.

[4] Jun Ji, Elnashai, A.S., Kuchma, D.A. – Seismic Fragility Assessment for Reinforced Concrete High-Rise Buildings, Report, University of Illinois, 2007

[5] Văcăreanu R., Cornea T., Lungu D. - Evaluarea comportarii structurale si a vulnerabilitatii seismice folosind metodologiile HAZUS si ATC-40 modificat – Proceedings of the 2nd National Conference on Earthquake Engineering, Vol. 2, 2001

[6] Văcăreanu, R., Postelnicu, T., Popa, V., Coţofană, D., Cheşca, B. - Study on early earthquake damage evaluation of existing buildings in Bucharest, Romania – UTCB, București, 2006

[7] Văcăreanu R. - Seismic Risk Analysis for a High Rise Building - Proceedings of the 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris, Franța, 1998.


PROCEDEE DE CONSOLIDARE A UNOR CLĂDIRI DE LOCUIT MULTIETAJATE VULNERABILE SEISMIC

CONSOLIDATION PROCEDURES OF SEISMIC VULNERABLE MULTISTOREY DWELLINGS

ADRIAN MANOLACHE1, MIRCEA IEREMIA2

Rezumat: Stabilirea criteriilor de alegere a unei soluţii de intervenţie cât mai sigure şi economice trebuie să fie responsabilitatea şi preocuparea de bază a specialistului structurist chemat să rezolve problema consolidării unei clădiri vulnerabile din punct de vedere seismic. Această problemă prezintă un grad de complexitate deosebit, având în vedere faptul că necesită luarea în consideraţie a multor factori precum: siguranţa, economicitatea, cât şi performanţa în timpul exploatării. Între criteriile decisive care trebuie avute în vedere, cele mai importante sunt siguranţa vieţii şi evitarea colapsului. Consolidarea structurilor trebuie realizată pe baza unor principii clar şi coerent exprimate, care să ducă la realizarea unor construcţii sigure cu o vulnerabilitate seismică predictibilă la incidenţa unui cutremur de intensitate maximă probabilă (specifică pentru zona seismică respectivă). Examinarea unei construcţii şi luarea unor decizii cu privire la intervenţiile pentru ridicarea gradului de asigurare seismică, sunt mult inlesnite dacă expertul tehnic, cunoscând perioada în care construcţia a fost realizată, se familiarizează cu sistemul constructiv al timpului şi este capabil să ia măsurile care să ţină cont de evoluţia prescripţiilor de proiectare antiseismică.

Cuvinte cheie: deformare postelastică, rigiditate, ductilate, acţiune seismică, intervenţie structurală, consolidare.

Abstract: Criteria for choosing a solution and secure an economic intervention should be the responsibility and concern of expert structural engineers called in to solve the problem of establishing the seismical vulnerability of a buildin . This fact is an extremely complex issue, given the fact that it requires taking into account many factors such as safety, economy, and performance during the exploitation of buildings. Among the decisive criteria to be considered the most important are safety of life and collapse prevention. The consolidation of structures must be achieved on the basis of principles expressed clearly and coherently, leading to the development of safe constructions with predictable seismic vulnerability in the incidence of a probable maximum intensity earthquake (seismic zone specified for that). The examination of a building and making decisions about the interventions needed to raise its level of assurance are greatly facilitated if the technical expert, knowing the period when the construction was completed, becomes familiar with the construction system of the period and is able to take measuresthat consider the evolution of seismic design regulations.

Keywords: postelastic deformation, stiffness, ductility, seismic action, structural intervention, consolidation.

1. Introducere

La proiectarea unei construcţii noi, cât şi la consolidarea unei construcţii existente, poziţiile zonelor plastice trebuie dirijate către regiunile care se manifestă mai favorabil pentru comportarea structurii, astfel încât avariile din zonele potenţial plastice să nu pericliteze 1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] 2 Prof.univ.dr.ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics) Referent de specialitate: Conf. univ. dr. ing. Daniel Stoica (Senior Lecturer, PhD, Eng.,Technical University of Civil Engineering Bucharest)


rezistenţa şi stabilitatea structurii în ansamblu şi de asemenea reparaţia după cutremur a acestor avarii sa fie usor de realizat.

În fig. 1 se poate observa că la o structura în cadre este preferabilă plasticizarea grinzilor, care nu pune în pericol ansamblul structurii, în timp ce avarierea stâlpilor poate conduce chiar la colaps, prin pierderea de ansamblu a stabilităţii structurii.

lp

lp

h

Fig. 1 – Plasticizare la grinzi şi stâlpi

De asemenea, repararea zonelor afectate la rigle se poate face mai usor decat la stâlpi.

În elementele verticale (stâlpi, pereţi structurali) se admite formarea de zone plastice potenţiale numai la bază şi numai în stadiul cel mai avansat de solicitare.

În zonele plastice potenţiale nu trebuie majorată capacitatea de rezistenţă, ci capacitatea de deformare plastică (ductilitatea).

Pentru structurile de beton armat în zonele plastice potenţiale trebuie luate măsuri de calcul şi constructive, cum ar fi:

− mărirea gradului de confinare a betonului prin îndesirea etrierilor, astfel majorându-se deformaţia specifică a betonului şi capacitatea lui de deformaţie plastică;

− evitarea înădirilor prin petrecere ale armăturilor verticale pe înălţimea zonelor plastice potenţiale de la bazele acestora;

− considerarea în verificarea prin calcul la forţa taietoare a unui aport mai mic al betonului, având în vedere gradul lui mare de avariere.

Pentru a dirija formarea zonelor plastice potenţiale spre punctele dorite, la dimensionarea secţiunilor componente ale structurii trebuie să se ţină seama de majorarea eforturilor secţionale cu un coeficient supraunitar, denumit coeficient de suprarezistenţă θ.

Msup

Mdr

Mst

Minf

Fig. 2 – Schema momentelor încovoietoare


În proiectarea antiseismică se urmăreşte dirijarea articulaţiilor plastice în rigle, deci egalitatea momentelor încovoietoare pe capetele stâlpilor respectiv riglelor: (Msup. + Minf.) = θ⋅ (Mst. + Mdr.), unde θ este coeficientul supraunitar de suprarezistenţă (fig.2). În cazul clădirilor existente care se consolidează trebuie avut în vedere că dacă se consolidează numai parţial anumite zone afectate de cutremurele precedente, atunci zonele critice se pot deplasa în zonele neconsolidate, de aceea consolidarea trebuie să se efectueze ţinând seama de un nivel de asigurare pe întreaga construcţie, cu controlul corespunzător şi dirijarea convenabilă a zonelor plastice potenţiale. O categorie importantă sunt elementele de legătură dintre corpurile clădirii şi alte elemente, care trebuie să rămână în domeniul elastic; aceste elemente trebuie să asigure conlucrarea de ansamblu şi plasticizarea lor poate duce la dezmembrarea şi pierderea stabilităţii de ansamblu. Un exemplu de acest tip de elemente sunt planşeele din beton armat care au rol de şaibe rigide şi asigură conlucrarea elementelor verticale din ansamblul structurii. Verificarea acestora prin calcul trebuie să se facă la forţe orizontale majorate cu un coeficient de suprarezistentă. Pentru elementele la care este prevazut ca sub actiunea seismică să se dezvolte deformaţii post-elastice, este necesar să se asigure prin proiectare o comportare ductilă. Un acelaşi element nu prezintă însă aceleaşi caracteristici de ductilitate pentru diferite solicitări. Solicitarea de încovoiere (Mp) atrage după sine şi pe cea de forţa tăietoare (Q), la care comportarea elementelor din beton armat nu este ductilă. Prin urmare, condiţia de bază a unei comportări ductile a elementului este să nu se producă o cedare prematură la forţa tăietoare. Regula generală este ca nivelul de asigurare la forţa tăietoare să fie mai ridicat decât la moment încovoietor. Rezultă că forţele tăietoare la care se dimensionează elementele să fie stabilite corespunzător forţelor seismice reale, adică celor care corespund momentelor de plastificare capabile din zonele plastice potenţiale, conform mecanismului de cedare considerat.

2. Tipuri de consolidare pentru structuri din beton armat

Soluţiile de consolidare pentru structurile din beton armat pot fi extrem de diverse. Ele se pot clasifica în funcţie de scopul urmărit, rezultând următoarele grupe de măsuri de intervenţie.

2.1. Soluţii care urmăresc sporirea rezistenţei

La rândul lor, acestea se grupează în intervenţii asupra elementelor individuale, care nu schimbă sistemul structural şi intervenţii care implică modificarea sistemului structural.

a) Intervenţii care nu modifică sistemul structural

Acestea se realizează prin: • Cămăşuiri cu:

- Beton armat, cu etrieri sudaţi sau suprapuşi; - Elemente din oţel: platbande, ţevi rectangulare şi cilindrice, corniere cu plăcuţe etc., - Fâşii cu polimeri armaţi cu fibre de carbon, cu înfăşurare continuă sau la distanţă;

• Umplerea golurilor; - Dezvoltarea secţiunilor elementelor cu prelungiri (sub forma de tălpi, aripi) din beton

armat conectate la elementul de bază.


b) Intervenţii care modifică sistemul structural : - Prin umplerea golurilor de cadru (dintre grinzi şi stâlpi) cu inimi din beton armat; - Umplerea golurilor cu panouri metalice; - Prin introducerea de contravântuiri metalice, cu ramă de contur în ochiurile de cadru; - Prin introducerea unor pereţi de beton armat noi, cu înglobarea unor stâlpi ai structurii

existente; creându-se nuclee din beton armat; - Prin ataşarea unor contravântuiri la exteriorul clădirii existente; - Prin introducerea unor contravântuiri cu elemente metalice - ţevi de oţel umplute cu beton

aderent la elementele contravântuirii; - Prin introducerea unor contraforţi din beton armat; - Prin conectarea construcţiei existente la o construcţie nouă cu o rezistenţă substanţială.

2.2. Intervenţii care urmăresc sporirea ductilităţii

- Măsurile de cămăşuire enumerate mai sus duc de asemeni la creşterea deformabilităţii în domeniul postelastic al acestor elemente.

2.3. Intervenţii care urmăresc evitarea concentrării deformaţiilor

- Măsuri care reduc excentricitatea între centrul maselor şi centrele de rigiditate şi rezistentaţă. Aceste măsuri au în vedere introducerea unor elemente de rigiditate şi rezistenţă substanţiale sau /şi introducerea unor rosturi seismice verticale prin structură.

- Măsuri privind eliminarea unor niveluri slabe sau flexibile. - Măsuri care elimină comportarea fragilă a unor elemente de beton armat . De exemplu

transformarea unor elemente de tip scurt în elemente cu proporţii şi comportare de elemente lungi. Acest deziderat se poate obţine prin tăierea de legături (de exemplu, practicarea unor fante între stâlpi şi tăierea parapetului unei grinzi înalte de faţadă).

2.4. Intervenţii care modifică forţele seismice

Acestea se realizează prin:

• Măsuri care reduc masa construcţiei, ca de exemplu: - Prin înlocuirea unor pereţi de compartimentare din materiale grele cu pereţi executaţi

din materiale uşoare; - Prin înlocuirea straturilor grele ale terasei cu straturi din materiale uşoare cu eficienţă

superioară; - Prin reducerea încărcării de exploatare la nivelurile superioare ale clădirilor (prin

mutarea spaţiilor de depozitare, a centralei termice la nivelurile inferioare, prin scoaterea din clădire a unor rezervoare de apă, utilaje grele etc.);

- Prin desfacerea sau demolarea etajelor superioare. • Măsuri de control al răspunsului seismic prin montare de dispozitive de amortizare.

3. Cămăşuieli din beton armat

Deficitul de rezistenţă la forţa tăietoare se corectează prin adaos de material structural pe suprafaţa laterală a elementelor, operaţie denumită în mod curent cămăşuire. Cămăşuielile se pot realiza din beton armat, oţel sau polimeri armaţi cu fibre (FRP).


Cămăşuielile pot avea simultan mai multe efecte; pe lângă sporirea rezistenţei la forţa tăietoare, poate creşte rezistenţa la încovoiere şi deformabilitatea (ductilitatea). Pentru a mobiliza sau inhiba aceste efecte trebuie luate anumite măsuri specifice. Tehnicile de cămăşuire se aplică cu detalii specifice în funcţie de elementul de construcţie respectiv: stâlpi, grinzi, noduri după cum se observă în exemplificările următoare.

sudura

cam asuialadin placi m etalice

m icrobeton

stalp existent

placa suplim entarapentru rigidizare

stalp existent

sudura

m icrobeton

otel cornier

benzi m etalice

Cam asuire cu placi m etalice

Fig. 3 – Cămăşuire stâlp cu plăci metalice

Pentru stâlpi, modalităţile de cămăşuire utilizate în mod curent sunt arătate în figurile 3-6. Pentru pereţi structurali, se poate adopta o cămăşuiala ca în fig. 7. Pentru grinzi, se pot folosi detaliile de consolidare în conformitate cu fig. 8, sau fig. 9.

armatura camasuiala

grinda beton armat

stalp existent

camasuiala cu beton armat

stalp existent

armatura long.camasuiala stalp

etrieri camasuialastalp

grinda beton armat

Fig. 4 - Cămăşuire stâlp pentru sporirea rezistenţei la forţa tăietoare şi încovoiere


grinda beton armat

armatura existenta

armatura camasuiala

etrier

Fig. 5 - Secţiune stâlp cămăşuit la intersecţia cu grinzile în nod

lam ela sau tesaturadin fibra de carbon

stalp existent

Consolidare cu lam ele sau tesatura din fibre de carbon

Fig. 6 – Cămăşuire cu fibre de carbon

Perete existent

Ancora prindere plasă armătură

în perete cu raşina epoxidică Camăşuiala beton armat

Fig. 7 - Consolidare perete prin cămăşuială cu beton armat pe o singură faţă


Fig. 8 - Consolidare grindă prin camăşuială cu placi metalice

1 – grinda existentă; 2 – tija metalică în forma de U; 3 – plăcuţă din tablă groasă; 4 – şurub şi saiba; 5 – cornier metalic.

cam asu ia la b e to n a rm a t

g rin d a ex is ten ta

a rm a tu ra lo n g itu d in a la cam asu ia la Fig. 9 - Consolidare grinzi prin cămăşuială cu beton armat

Consolidarea cadrelor de beton armat poate avea ca obiectiv creşterea rezistenţei, rigidităţii sau a capacităţii de deformare postelastică a elementelor structurale existente (rigle, stâlpi, noduri) sau transformarea sistemului structural în ansamblu, cu scopul de a îmbunătăţi comportarea antiseismică a acestuia.

Creşterea performanţelor elementelor structurale ale cadrelor se realizează, de regulă, prin cămăşuirea stâlpilor, a riglelor şi a nodurilor. Tehnica de cămăşuire a stâlpilor şi a grinzilor existente cu beton armat poate fi aplicată în scopul creşterii rigidităţii, a ductilităţii, cu sau fără sporirea rezistenţelor la încovoiere şi/sau forţă tăietoare. Creşterea capacităţii de deformare postelastică se poate realiza şi prin cămăşuiri cu polimeri armaţi cu fibră de carbon sau fibră de sticlă.

Dacă măsurile implicând modificarea structurii nu pot evita manifestarea efectelor unor deficienţe precum armarea transversală insuficientă, înnădirea necorespunzatoare a armăturilor etc., atunci este preferabilă cămăşuirea elementelor.

Tehnica umplerii ochiurilor de cadru cu zidărie sau beton, precum şi adăugarea unor pereţi structurali reprezintă o soluţie eficientă pentru creşterea performanţelor seismice. Elementele noi pot fi amplasate fie pe exteriorul clădirii, fie la interiorul construcţiei, prima varianta fiind preferabilă întrucât nu necesită remodelarea spaţiilor interioare. Această soluţie poate conduce însă la concentrări de eforturi în diafragmele orizontale, în infrastructura şi teren.

Realizarea de pereţi structurali exteriori construcţiei poate avea în vedere şi soluţia de nucleee de beton armat amplasate în curţile interioare. Sistemul de fundare a nucleelor de pereţi structurali de beton armat concentrează eforturi importante din încărcările orizontale, fără să beneficieze de o lestare corespunzătoare; ca atare, în aceste cazuri se impune uneori soluţia de fundare la adâncime (piloţi şi ancore active de întindere).


Panourile de umplutură se pot efectua şi din zidarie armată, beton armat monolit sau prefabricate.

Adăugarea de contravântuiri metalice poate fi uneori o soluţie preferabilă dacă sunt goluri mari în pereţi şi se urmăreşte reducerea masei asociate soluţiei de consolidare.

Rezistenţa la forţe orizontale poate fi crescută şi prin adăugarea de lamele din beton armat pe feţele stâlpilor sau executarea de contraforţi care însă necesită suficient spaţiu în jurul clădirii, inclusiv pentru dezvoltarea fundaţiilor.

4. Concluzii

Tehnica consolidării elementelor din beton armat, atunci când acestea au fost fisurate în urma unor solicitari seismice importante, este într-o permanentă evoluţie şi perfecţionare.

Cercetările în acest domeniu se materializează din punct de vedere practic, atât în ceea ce priveşte calitatea şi performanţele materialelor utilizate, dar şi sub aspectul procedeelor de execuţie. În acest domeniu, schimbările se produc foarte rapid şi este de aşteptat ca în viitor să apară sisteme noi de consolidare, mult mai eficiente şi avantajoase din punct de vedere tehnic şi economic. Cade în sarcina experţilor şi specialiştilor structurişti de a face eforturi susţinute în vederea adoptării unor soluţii de consolidare şi remediere a deficienţelor construcţiilor vechi şi avariate care să fie atât ieftine, cât şi sigure şi care să înlocuiască soluţiile clasice şi uneori oneroase de consolidare care s-au adoptat în mod tradiţional până în prezent.

Această problemă prezintă un grad de complexitate deosebit, având în vedere faptul că necesită luarea în consideraţie a multor factori precum: siguranţa, economicitatea, utilitatea, confortul locatarilor etc.

Problema este dificilă pentru cei care decid soluţiile de intervenţie individuale pentru fiecare caz în parte, deoarece în procesul decizional participă mai multe părţi interesate:

− Investitorul, care acordă creditele şi care impune o serie de constrângeri referitoare la costurile lucrărilor;

− Beneficiarul direct al lucrării, care introduce constrângeri generate de aspectul tehnic, arhitectural, utilizare, păstrarea nealterată a spaţiilor de locuit, confortul locatarilor etc;

− Proiectantul construcţiei, care trebuie să fie preocupat atât de aspectul tehnic şi de siguranţă, cât şi de probleme de execuţie şi avizare de la autorităţile locale.

De asemenea, proiectarea trebuie să ţină seama şi de problema alegerii soluţiei optime, care să fie întocmită cu respectarea strictă a prevederilor din eurocoduri, standarde, normative şi instrucţiuni de proiectare.

Bibliografie

[1] Paulay T. şi Priestley M.: „Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings” J.Wiley & Sons, 1992.

[2] Postelnicu T., Gabor M.,: „Dimensionarea rigiditatii la deplasarea laterala a structurilor din cadre etajate”. Buletinul AICPS, nr.1-2/1997

[3] FEMA (2000) Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 356, Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency.

[4] FEMA (2003) . Prestandard and commentary for the seismic design of buildings, [5] FEMA 450, Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency [6] European Comitee for Standardization: Eurocode 8. Design provisions for earthquake resistence of structures.

Part1-4: Strenghening and repair of buildings, 1996


UTILIZAREA UNOR DEŞEURI SOLIDE INDUSTRIALE ÎN INGINERIA GEOTEHNICĂ

USE OF INDUSTRIAL SOLIDE WASTES IN GEOTECHNICAL ENGINEERING

ANA ELISABETA OROS (DARABAN)1

Rezumat: Cercetările privind identificarea unor materiale utile în ingineria geotehnică ca materiale de etanşare se orientează către deşeurile recuperabile din industria extractivă (steril carbonifer). Provocarea în a concepe un sector nou de materiale şi subproduse, sustenabil din punct de vedere economic şi al protecţiei mediului este aceea de a fi siguri că aceste materiale au proprietăţile tehnice necesare.

Cuvinte cheie: valorificare, steril carbonifer, sistem de etanşare, levigat, metale grele

Abstract: Researches to identify certain materials to be used in environmental geo-techniques for liner purposesare focused towards re-usable wastes coming from extractive industry (carboniferous sterile). The challenge in building-up a new environmentally and economically sustainable materials and by-product sector is to be sure that these materials meet the technical properties for those specific demands.

Keywords: reuse, coal mining wastes, liners systems, leachate, heavy metals

1. Introducere

Noile concepte de „ecologie industrială”, „încetarea statutului de deşeu” şi „life-cycle product”, aplicate la nivel tehnologic şi productiv, vin în sprijinul unei politici generale privind strategia „Europa 2020” pentru „utilizarea durabilă a resurselor”. Aceste concepte verzi sunt promovate de strategiile tematice privind dezvoltarea durabilă şi cea privind prevenirea şi reciclarea deşeurilor Directiva 2008/98/CE privind deşeurile şi de abrogare a anumitor directive, transpusă prin Legea 211/2011 privind regimul deşeurilor şi Directiva 2006/21/CE privind deşeurile din industria extractivă aprobată prin Hotărârea de Guvern 856/2008.

Cantităţile enorme de deşeuri miniere constituite din reziduuri de preparare şi de roci sterile au fost abandonate în diferite zone ale ţării noastre fără a se ţine cont la momentul proiectării depozitelor şi haldelor de reabilitarea integrată a acestora la închiderea exploatărilor, cu atât mai puţin posibilităţile de recuperare sau valorificare a materialului depozitat.

Datorită caracteristicilor specifice, unele deşeuri sau subproduse industriale, au fost studiate pentru diferite utilizări şi aplicaţii în ingineria geotehnică, iniţial fără cercetări amănunţite privind caracteristicile materialului din deşeuri şi protecţia mediului, astfel că în ultima perioadă orientările spre domeniile de valorificare şi reciclare a deşeurilor să fie din ce în ce mai corect abordate.

Utilizările curente ale acestor deşeuri se referă la umpluturi pentru terasamente sau diguri, construcţia de drumuri (fundaţii sau strat de bază), material inclus în cimentul Portland sau mixturi asfaltice, bariere hidraulice sau strate acoperitoare pentru deşeuri în depozite [1]. 1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Departamentul de Geotehnică şi Fundaţii (Geotechnical and Foundations Departament), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Sanda Manea, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Cercetarea noastră abordează problematica identificării unor categorii de deşeuri industriale solide şi inerte, care pot fi valorificate în domeniul geotehnicii. Astfel, parametrii geotehnici identificaţi la materialele rezultate din deşeurile miniere trebuie să răspundă unor cerinţe tehnice stricte pentru a putea fi valorificate în ingineria geotehnică.

Unul din materialele alese în studiu este sterilul carbonifer, ce se găseşte depozitat în cantităţi enorme în ţara noastră şi afectează suprafeţe foarte mari de teren.

Materialului studiat a fost preluat din Halda de steril Jilţ Sud de la Exploatarea Minieră Jilţ Mătăsari ce se ocupă cu exploatarea rezervelor de cărbune (lignit) din zonă, pentru asigurarea materiilor prime Complexului Energetic Turceni S.A.. Extracţia cărbunelui se realizează din Cariera Jilţ Sud, iar materialul rezultat din descopertă şi stratele litologice intercalate între rezervele de cărbune este reprezentat de materiale sterile (argile şi nisipuri), ce sunt depozitate în halde de steril.

2. Materiale şi metode

Materialul studiat a fost prelevat Halda Jilţ Sud – Exploatarea Minieră Jilţ Mătăsari, Gorj, ca probă tulburată (pământ sub formă de bulgări 10-40 cm).

Fig. 1 - Probe de steril selectate pentru granulometrie

Pentru studiul materialului au fost realizate în cadrul Laboratorului de Geotehnică, Geosintetice şi Mediu din UTCB principalele încercări geotehnice: compoziţia granulometrică, umiditatea 94ystem94, identificarea indicilor de plasticitate şi a indicilor de consistenţă (limita inferioară şi superioară de plasticitate, indicele de consistenţă), caracteristici de compactare, compresibilitatea în edometru, rezistenţa la forfecare CU.

Dacă se cunosc diferite cazuri de valorificare a sterilului carbonifer, ca 94ystem94c de umplutură pentru construcţia de drumuri sau pentru construcţii hidrotehnice, studiul actual a cuprins încercări care să verifice capacitatea materialului argilos din compoziţia sterilul carbonifer de a fi utilizat ca material de etanşare şi de retenţie a unor metale grele ca Fe, Zn şi Cu [2].

Considerând ipoteza de a fi utilizat ca material de etanşare pentru depozitele de deşeuri, au fost realizate unele determinări fizico-chimice care să stabilească caracteristicile de material inert cu posibilitatea de atenuare a poluanţilor pentru utilizarea în straturile de bază sau de copertă pentru depozitele de deşeuri nepericuloase sau periculoase, conform cerinţelor Normativului 94ystem privind depozitarea deşeurilor aprobat prin Ord. 757/2004 [3].

Astfel au fost realizate încercări pentru:

- caracterizarea mineralogică 94ystem94c cu aparatul prin difractometrie cu raze X în Laboratorul Facultăţii de Geologie de la Universitatea Bucureşti;

- compoziţia chimică, capacitatea de levigare, scăderea masică la calcinare şi conţinutul de materii organice în Laboratorul de Chimie şi Materiale al Universităţii Petroşani;


- capacitatea de retenţie şi adsorbţie a unor metale grele într-un 95ystem coloană compactată în Laboratorul de Geotehnică, Geosintetice şi Mediu, UTCB.

3. Rezultate şi discuţii

La o analiză iniţială, datorită caracteristicilor sterilului, s-au prelevat două probe din materialul de studiu, fiecare având aspecte diferite privind textura şi culoarea (figura 1):

- Argilă brună cu urme de rădăcini, rare urme de cărbune şi cărămidă;

- Argilă cafenie, prăfoasă, cu fracţii de nisip şi marnă, rar calcar şi resturi de cărbune.

Curbele granulometrice pentru celor două probe sunt prezentate în figura 2, acestea indicând materiale din categoria argile, argile prăfoase.

Fig. 2 - Curbele granulometrice ale materialului coeziv pentru probele P1 şi P2

Au fost determinate limitele de plasticitate pentru fracţiunea fină < 0,063 mm, iar rezultatele sunt prezentate în tabelul 1. De asemenea, a fost estimată umiditatea optimă de compactare, în scopul de a pregăti probele de material compactat pentru următoarele teste de forfecare, de compresibilitate şi percolare cu levigat sintetic încărcat cu metale grele.

Tabelul 1

Limitele şi indicii de plasticitate, umiditatea optimă de compactare

Proba nr. 1 Proba nr. 2wP = 20,60 % wP= 19,56 % wL = 51 % wL= 45 % Ip = 30,40% Plasticitate mare Ip = 25,44% Plasticitate mare IA = 0,86 Puţin activ IA = 1,21 Activ wopt= 20,25 % wopt= 18,44 %

A fost realizată amprenta pentru probele de steril carbonifer studiate, iar aria relativă a amprentei pentru proba P1 este Ar1 = 3,31, iar pentru P2 este Ar2 = 2,75, ceea ce este relevant pentru un material cu fracţie argiloasă, prăfoasă. Calculul ariei relative a amprentei arată faptul că materialul argilos din sterilul carbonifer poate fi comparat cu alte materiale similare, pentru a stabili compatibilitatea de a fi valorificat în aplicaţii geotehnice.

Compresibilitatea în edometru Curbele de compresiune – tasare pentru cele două probe studiate sunt prezentate în fig. 3. Din grafic se observă că prima probă prezintă umflare sub sarcinile de 50 şi 100 kPa, ceea ce indică


prezenţa mineralelor argiloase cu grad ridicat de adsorbţie a apei, ca smectitele sau ilitele, ceea ce este confirmat şi de analiza mineralogică.

Fig. 3 - Curbele de compresiune tasare probele P1şi P2

Rezistenţa la forfecare

Dreptele intrinsece şi parametrii rezistenţei la forfecare CU pentru cele două probe 1 şi 2 nesaturate sunt prezentaţi în fig. 4 şi pentru probele saturate în fig. 5.

Fig. 4 - Dreapta intrinsecă CU pentru probele de steril carbonifer P1 şi P2 nesaturate

Fig. 5 - Dreapta intrinsecă CU pentru probele de steril carbonifer P1 şi P2 saturate


Sinteza parametrilor geotehnici obţinuţi este prezentată în tabelul 2: Tabelul 2

Valorile privind compresibilitatea şi rezistenţa la forfecare pentru sterilul carbonifer

σ ε e M mv av cv k kPa % - kPa 1/kPa 1/kPa cm2/s m/s

P 1 50 -0,52 0,602 16667 6E-05 9,56E-05

- -

100 -0,22 0,597 8,26E-05 4,96E-09 11628 8,6E-05 1,37E-04

200 0,64 0,585 9,7E-05 8,42E-09 12658 7,9E-05 1,26E-04

300 1,43 0,571 1,1E-04 8,24E-09

Nesaturată: c1 = 73,42 kPa şi Ф1 = 46,62º Saturată: c1 = 19,4 kPa şi Ф1 = 24,8º P 2 50 -0.02 0.662 8064.5

1.24E-04

2.06E-04

- -

100 0.60 0.652 2.4E-03 3.03E-08 8000.0 1.25E-04 2.08E-04

200 1.85 0.631 2.98E-03 3.73E-08 10752.7 9.30E-05 1.55E-04

300 2.78 0.616 9.37E-04 8.71E-09 Nesaturată: c2 = 33,5 kPa şi Ф2 = 47,65º Saturată: c2 = 27,8 kPa şi Ф2 = 22,3º

Se observă valori ale coeficientului de permeabilitate k de 4 - 8,5x 10-9 m/s, valori acceptabile pentru utilizarea materialului ca etanşare la depozite de deşeuri, poate cu unele îmbunătăţiri pentru a atinge valori de 1x10-9 m/s. De asemenea, parametrii geotehnici obţinuţi relevă posibilitatea utilizării acestui material argilos pentru sisteme de etanşare, nu numai în cazul depozitelor de deşeuri.

Compoziţia mineralogică şi chimică a sterilului carbonifer

Compoziţia mineralogică

Analiza mineralogică realizată cu un difractometru PANalytical a identificat următoarele faze argiloase predominante ca smectitul, caolinitul şi illitul, dar şi cuarţ, feldspat, carbonaţi (fig.6). Tabelul 3 care prezintă compoziţia mineralelor evidenţiază ca fază dominantă cuarţul, iar mineralele argiloase cumulează aproximativ 40% (proba 1) şi respectiv circa 30% (proba 2). În proba 2 se observă o compoziţie mai ridicată în carbonaţi şi mai scăzută în argile (filosilicaţi).

Tabelul 3

Fig. 6 - Compoziţia mineralogică a celor două probe Compoziţia mineralelor din sterilul carbonifer

Mineral argilos/Pondere masică (%) Proba 1 Proba 2

Cuart 41,91 39,49 Calcit 3,29 9,85 Dolomit 3,97 11,80 Feldspat 7,49 6,93 Illit 23,35 14,40 Caolinit 9,74 9,06 Smectit (montmorillonit) 10,19 8,44


Compoziţia chimică

Conform analizelor chimice prezentate în tabelul 4, s-a determinat prezenţa oxizilor de Al şi Fe, ce corespunde fracţiei argiloase, precum şi a unei concentraţii ridicate de SiO2, ceea ce corespunde cuarţului, concentraţii relevate şi de analiza mineralogică prezentată mai sus. Pierderea la calcinare la 850ºC şi materiile organice indică concentraţia de carbon organic şi carbonaţi, precum şi prezenţa unor materiale organice în materialul steril carbonifer.

Tabelul 4

Compoziţia chimică şi pierderea la calcinare a materialului steril Proba 1 şi 2

Compoziţie chimică (%) Proba 1 Proba 2 MgO 0,7516 0,6885 Al2O3 8,6770 6,2976 SiO2 28,4836 22,1551 P2O5 0,0599 0,0798 SO3 0,4498 0,3747 S2- sld sld Cl 0,0101 0,0055 K2O 1,9547 1,4416 CaO 3,2753 5,4480 MnO sld 0,6740 Fe2O3 51,5512 26,6599 ZnO 0,7617 0,0714 Piederea la calcinare (850ºC) 3,4782 4,1074 Substanţe organice 2,0738 2,1783 Substanţe levigabile (g/kg) 0,2871 0,3105

(sld – sub limita de detecţie)

Capacitatea de schimb cationic

Capacitatea de schimb cationic a fost determinată pentru cele două probe de steril carbonifer astfel: P1 – 114 meq/100g şi pentru P2 – 107 meq/100g, ceea ce indică valori medii specifice mineralelor argiloase, cu capacitatea ridicată de schimb cationic.

Capacitatea de levigare şi de retenţie a unor metale grele (Fe, Cu şi Zn)

Iniţial a fost determinată capacitatea de levigare a probei compactate cu apă distilată pentru a determina conţinutul levigabil iniţial din structura argilei în Fe, Cu şi Zn. Apoi s-a determinat capacitatea de retenţie prin precipitare şi adsorbţie a acestor ioni folosind un levigat sintetic cu încărcări specifice: Fe – 1500 mg/l, Cu - 10 mg/l şi Zn - 100 mg/l.

1500

0,03 0,02

Levigat (concentratie initiala)

Eluat (concentratie

finala)

Eluat (apa distilată)

0

500

1000

1500

2000Eficacitate retenție Fe (mg/l)

FeConc.

(mg/l)


Fig. 7 - Eficacitatea de retenţie Fe, Cu şi Zn – Proba 1

Fig. 7 şi 8 prezintă graficele cu eficienţa de retenţie a Fe, Cu şi pentru Zn, comparativ sunt evidenţiate concentraţiile în mg/l pentru eluatul rezultat după percolarea cu apă distilată, eluatul după levigarea cu soluţia sintetică şi concentraţia iniţială în soluţia sintetică, precum şi concentraţia maximă admisă a eluatului la test de percolare pentru deşeuri inerte CMAinert, conform cu Ord. 95/2005 [4].

În cazul levigării şi retenţiei metalelor se poate observa o bună eficienţă a materialului steril argilos pentru Fe şi Cu, valorile obţinute în eluat pentru Cu sunt comparabile cu concentraţiile maxime admise pentru categoriile de deşeuri inerte, iar în cazul Zn se poate considera sub limita stabilită pentru deşeuri periculoase

Aceste încercări au demonstrat calitativ posibilitatea de utilizare, eventual cu unele îmbunătăţiri, a acestor materiale ca strate de etanşare pentru prevenirea şi protecţia împotriva poluării cu anumite elemente chimice (metale) a apelor subterane.

Fig. 8 - Eficacitatea de retenţie Fe, Cu şi Zn – Proba 2

100

134,03

Levigat (concentratie initiala)Eluat (apa distilată)020406080

100120

Eficacitate retenție Zn (mg/l)

ZnConc.

(mg/l)

1.2 ‐CMAinert

1500

0,03 0,02

Levigat (concentratie initiala) Eluat (apa distilată)0

500

1000

1500

2000Eficacitate retenție Fe (mg/l)

Fe

Conc (m

g/l)

100

153

Levigat (concentratie initiala)

Eluat (concentratie

finala)

Eluat (apa distilată)

020406080100120

Eficacitate retenție Zn (mg/l)

Z

Conc.

1.2 ‐


4. Concluzii

Testele efectuate relevă posibilitatea utilizării sterilului carbonifer din Halda Jilţ Sud Mătăsari pentru domeniul de utilizare studiat ca strat de etanşare cu permeabilitate scăzută şi capacitate de retenţie a poluanţilor (metale grele) prin precipitare, schimb cationic, adsorbţie şi sorbţie, fiecare caz necesitând studii suplimentare şi cercetări specifice domeniului necesar de valorificare a acestor materiale reziduale. Valorificarea sterilului carbonifer cu conţinut ridicat de argilă poate fi prevăzută la construcţia depozitelor de deşeuri municipale (figura 9), ca strat de etanşare la bază şi/sau de suprafaţă [3-6].

Fig. 9 - Construcţia de depozite de deşeuri municipale - material de etanşare (steril carbonifer)

Cele mai pretabile deşeuri geocompatibile sunt deşeurile solide din industria extractivă, energetică şi sedimentele, materiale care au rata cea mai mare de valorificare în lucrări cu aplicaţii geotehnice în ţări ca România, SUA, Marea Britanie, Japonia, Polonia, Germania, Franţa. Tendinţele actuale privind valorificarea deşeurilor solide industriale în ingineria geotehnică reprezintă un subiect de perspectivă pentru specialiştii din domeniu din ţări ca SUA, Marea Britanie, Franţa, Japonia, Korea [7].

Bibliografie

[1] Skaryznska K. – Reuse of coal mining wastes in civil engineering – Part 1: Properties of Minestone and Part 2: Utilization of minestone, Waste Management, Vol. 15, No. 1 pp. 3-42 and No. 2, pp 83-126 (1995);

[2] Wan Zuhairi W.Y., Samsudin A.R., Ridwan N. – The retention caracteristics of heavy metals in natural soils using soil column experiment, The 12th International Conference of IACMAG, India (2008);

[3] Ordin nr. 757 din 26/11/2004 pentru aprobarea Normativului tehnic privind depozitarea deşeurilor; [4] Ordin nr. 95/2005 privind stabilirea criteriilor de acceptare şi procedurilor preliminare de acceptare a deșeurilor

la depozitare şi lista naţională de deşeuri acceptate în fiecare clasă de depozit de deşeuri; [5] Manea S., Jianu L. – Protecţia terenurilor de fundare şi depoluarea lor. Soluţii de depozitare a deşeurilor,

Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (1998); [6] Olinic E. – Eficienţa sistemelor de etanşare de bază ale depozitelor ecologice, Editura Conspress, Bucureşti (2009); [7] Fragazy R. J., et all. - Sustainable Development and Energy Geotechnology − Potenţial Roles for Geotechnical

Engineering, KSCE Journal of Civil Engineering (2011)


MATERIAL COMPOZIT FUNCŢIONALIZAT POLIVALENT, CU ROL ÎN DEPOLUAREA APELOR UZATE

POLYVALENTLY FUNCTIONALIZED NANOCOMPOSITE MATERIAL FOR DEPOLLUTION OF WASTEWATER

NICOLETA PETREA1, PETRIŞOR ZAMORA IORDACHE2, GABRIEL RACOVIŢEANU3

Rezumat: Această lucrare prezintă date experimentale privind sinteza, investigarea şi testarea unui material compozit (Mc), funcţionalizat polivalent cu glutaraldehidă (GL), epiclorhidrină (ECH) şi bromcian (BrCN). Structura obţinută prezintă caracteristicile unui „material compozit inteligent”, constituit din: un nucleu de Fe3O4 învelit într-un strat de aminosilan, funcţionalizat cu GL, un complex de oxizi minerali (Cox: SiO2, Al2O3, Fe2O3, TiO2 etc.), pasivizaţi şi funcţionalizaţi separat cu BrCN şi celuloză, funcţionalizată cu ECH. Ca metode analitice de investigare chimică, morfochimică şi morfologică au fost utilizate tehnicile SEM, EDX, WDXRF şi FTIR, confirmând faptul că acesta prezintă un înalt grad de funcţionalizare. Mc a fost testat pe ape uzate orăşeneşti şi ape uzate provenite din industria prelucrării laptelui, industria medicamentelor şi industria polimerilor. În acest sunt prezentate rezultatele obţinute la depoluarea apelor uzate din industria prelucrării laptelui şi din industria medicamentelor. Materialul obţinut constituie o soluţie nouă, eficientă, inovatoare şi ecologică pentru depoluarea apelor impurificate chimic şi biologic.

Cuvinte cheie: depoluare, ape uzate, material compozit, funcţionalizare polivalentă.

Abstract: This paper presents experimental data concerning synthesis, investigation and testing of a nanocomposite material (Mc), polyvalently functionalized with glutaraldehyde (GL), epichlorohydrin (ECH) and cyanogen bromide (BrCN). The obtained structure possesses the characteristics of an "intelligent composite", consisting of: a central part of Fe3O4 coated in a layer of aminosilan, functionalized with GL, a complex mineral oxides (Cox: SiO2, Al2O3, Fe2O3, TiO2 etc.) passivated and functionalized separately with BrCN, and cellulose, functionalized with ECH. For chemical, morphological and morfochemical investigation we used SEM, EDX, WDXRF and FTIR analytical techniques, which confirm that the Mc is strongly functionalized. Mc was tested for depollution of sewage wastewater and industrial wastewater from milk processing industry, pharmaceuticals and polymers industry. In this paper are presented the results obtained in depollution of wastewater from milk processing industry and pharmaceuticals industry. This material is a new efficient, innovative and ecological technique for depollution of chemical and biological contaminated water.

Keywords: depollution, wastewater, nanocomposite material, polyvalently functionalization.

1. Introducere

Materialele compozite funcţionalizate polivalent sunt utilizate în domenii diverse ale ştiinţei şi tehnologiei, printre care: separarea chimică controlată, imobilizarea proteinelor, obţinerea de membrane macromoleculare, medicină, ştiinţa materialelor catalitice, sinteza materialelor biocompatibile etc. [1,2]. Materialele funcţionalizate [2] polivalent reprezintă o provocare în domeniu, întrucât necesită îndeplinirea mai multor cerinţe, în raport cu: specificitatea

1 Chim., Centrul de Cercetare Ştiinţifică pentru Apărare CBRN şi Ecologie Bucureşti (Chem.,Scientific Research Centre for CBRN Defense and Ecology), e-mail: [email protected] 2 Fiz. dr., Centrul de Cercetare Ştiinţifică pentru Apărare CBRN şi Ecologie Bucureşti (Phys., PhD, Scientific Research Centre for CBRN Defense and Ecology) 3 Prof. univ. dr. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor Eng., PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing.Marin Sandu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor Eng., PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest)


moleculelor de fixare chimică încrucişată, structura chimică purtător, tipul funcţiunilor inserate, structura chimică de suprafaţă, toxicitatea, mediul de dispersie, morfologie, parametrii de încrucişare etc.

O metodă modernă de depoluare/decontaminare a apelor uzate industriale impurificate cu substanţe toxice o constituie utilizarea unui material compozit pe bază de suspensii paramagnetice micrometrice, activate polivalent cu grupări funcţionale de legare chimică şi biologică încrucişată (SPMLCB), în scopul fixării şi separării rapide şi eficiente a generatorilor de poluare chimică şi biologică (GPo-CB) [3].

Scopul cercetărilor a fost acela de a obţine un material multiplu funcţionalizat, cu aplicabilitate în procesele de separare şi reticulare a diferitelor tipuri de poluanţi din apele uzate. Principala caracteristică a MC este aceea de a separa în mod controlat poluanţii din apele uzate, prin procese de fixare chimică încrucişată [4].

Materialul compozit sintetizat se remarcă prin:

− fixarea nespecifică a contaminanţilor pe suprafaţa microparticulelor activate;

− adsorbţia/fixarea contaminanţilor pe suprafaţa activă/receptoare a microparticulelor prin procese de chemosorbţie şi/sau legături chimice covalente, stabile;

− fixarea concomitentă a agenţilor poluanţi cu caracteristici fizico-chimice diferite;

− randament şi eficienţă crescute, datorită suprafeţei şi densităţii grupelor funcţionale de fixare;

− degradarea în mediul poluat a microparticulelor de decontaminare utilizate ca suport pentru grupele funcţionale de fixare (fără acţiune agresivă asupra mediului).

Ţinând seama de aceste considerente, obiectivele de cercetare propuse au fost:

- sinteza unui material compozit pe bază de suspensii paramagnetice micrometrice, activate polivalent cu grupări funcţionale de legare chimică şi biologică încrucişată, în scopul fixării şi separării rapide şi eficiente a generatorilor de poluare chimică şi biologică;

- inserarea, în faza de sinteză chimică, a unei suprafeţe activată chimic în raport cu factorii generatori de poluare, care să prezinte următoarele caracteristici: a) randament superior de fixare/separare, prin inserarea unor grupe funcţionale suplimentare de fixare neselectivă a generatorilor de poluare (GP); b) suprafaţă specifică mare şi spectru larg de poluanţi fixaţi; c) afinitate nediferenţiată (sau slab diferenţiată) în raport cu tipul de poluant prezent în apă;

- testarea acestor suspensii pe modele reale de ape poluate.

SPMLCB au fost sintetizate special pentru depoluarea şi decontaminarea apei, în condiţii de calitate precis controlate, necesitând o alegere atentă a matricei active de decontaminare chimică şi biologică. Pentru a lărgi spectrul de aplicabilitate a produsului la un număr cât mai mare de necesităţi de depoluare a apelor, MC a fost obţinut sub două forme: pulbere şi material membranar. Sub formă de pulbere se recomandă atât pentru depoluarea suprafeţelor mari de ape, de tipul lacurilor, bălţilor, râurilor etc. (contaminate accidental sau natural), cât şi pentru epurarea apelor uzate cu ajutorul separatoarelor magnetice [3]. Sub formă de folie membranară, este recomandat în procese de epurare a apelor uzate orăşeneşti şi industriale etc. [3].


2. Obţinerea materialului compozit

Obţinerea MC presupune parcurgerea următoarelor etape: funcţionalizarea diferitelor tipuri de materiale nanostructurate care intră în compoziţia materialului; obţinerea MC propriu-zis; caracterizarea materialului obţinut.

Elementele structurale de bază ale compozitului sunt următoarele:

a. Magnetita funcţionalizată (MF): uşor de obţinut şi funcţionalizat, putând fi asimilată de mediul înconjurător.

b. Minereu complex de oxizi naturali (Cox): componentă netoxică în raport cu mediul, atât în stare naturală, cât şi după funcţionalizare, nu implică costuri ridicate de obţinere şi poate fi uşor asimilat în mediul înconjurător.

c. Celuloză funcţionalizată (Cell): nu implică costuri ridicate de obţinere, putând fi uşor preparată din hârtie colectată şi poate fi uşor biodegradată.

2.1. Obţinerea şi funcţionalizarea MF cu glutaraldehidă

Sinteza nanoparticulelor de magnetită s-a efectuat atât prin metoda coprecipitării, cât şi prin metoda miceliilor inverse. Cele mai bune rezultate de obţinere a nano/microparticulelor, în raport cu criteriile menţionate anterior, au fost obţinute prin coprecipitarea clorurii ferice FeCl3 şi a clorurii feroase FeCl2 (hidratate cu 6, respectiv 4 molecule de apă).

Alegerea nanoparticulelor de magnetită, ca medii de reticulare şi discriminare magnetică a structurilor chimice reticulate, a fost făcută ţinând cont de faptul că aceste nanoparticule prezintă costuri de obţinere scăzute, structură chimică interfaţabilă etc. Prezenţa magnetitei în structura materialului compozit funcţionalizat conferă acestuia proprietatea de a putea fi uşor separat în câmp magnetic după reticularea poluanţilor, lărgind sfera de aplicabilitate la metodele de separare magnetică.

Nanoparticulele de magnetită au fost sintetizate prin coprecipitarea sărurilor FeCl2 şi FeCl3 în raport molar 1:2 (55 kHz, 10 min., 600C). Ca bază de coprecipitare a fost utilizat NH4OH, 25% (Reactivul Bucureşti) (55 kHz, 30 min., 600C) [5, 6]. Cl8NHOFeO4H8NH 2FeCl FeCl 4432332 +→+++ (1)

După terminarea reacţiei de nucleaţie şi creştere a nucleelor de magnetită, suspensia de nanoparticulele a fost separată prin decantare magnetică, pH-ul fiind adus în jurul valorii 7,5÷8 prin spălări cu apă distilată şi decantări magnetice succesive.

În vederea învelirii nanoparticulelor de magnetită în aminosilan, suspensia de nanoparticule a fost stabilizată şi pasivizată pentru neutralizarea sarcinii electrice de suprafaţă, prin tratare cu soluţie de acid azotic şi citrat trisodic (15 min., 55 kHz), urmată de spălări succesive cu apă distilată, până la pH 7.5÷8.

Depunerea stratului de aminosilan pe suprafaţa nucleelor de Fe3O4 se face în scopul protejării nucleelor de Fe3O4 contra atacurilor chimice provenite din exterior şi măririi potenţialului de interfaţare şi activare chimică şi biologică a suprafeţei nanoparticulelor de Fe3O4.

Stratul polimeric se depune prin cohidroliza 3-(trietoxisilan)-propilaminei în prezenţa NH4OH, 25% (55 kHz, 120 min., 600C), suspensia obţinută fiind adusă la pH = 7÷8.5 prin spălări repetate cu apă distilată. Pentru stabilirea corectă a dinamicii procesului de creştere a stratului de acoperire, au fost prelevate probe succesive (din 15 în 15 minute) şi efectuate investigaţii TEM, SEM şi EDX.


Structura morfochimică compozită rezultată este descrisă de o relaţie de tipul Fe3O4-n[SiO1.5γ-(CH2)3(NH2)](NH2)nδ. Funcţionalizarea cu GL a fost efectuată în prezenţa NaOH [3,7,8] (600C, 60 min., pH=11) (ec. 2):

⎯⎯ →⎯+))](()(− NaOH285nδ22321.5γ43 OHnCΝΗΝΗCΗn[SiO-OFe

nε285nδ22321.5 γ43 )OH(CΝΗΝΗCΗn[SiO-OFe −))](()(− (2)

unde:

n = gradul de polimerizare a silanului în structura de acoperire;

γ = gradul de hidrolizare a grupărilor etoxi aparţinând -Si-(OEt)3; (y)+((y))+z-2=5, în profunzimea PSIL [7];

ε = gradul de funcţionalizare a PSIL cu GL.

Glutaraldehida prezintă o afinitate chimică ridicată în raport cu centrii şi radicalii chimici din clasa derivaţilor organici aminaţi, de tipul: –NH2, =NH, –NH3OH, ≡N etc. [7].

2.2. Funcţionalizarea COX cu BrCN

COX este un amestec de oxizi: SiO2 (70,13%), Al2O3 (14,33%), Fe2O3 (4,36%), K2O (2,78%), Na2O (0,46%), MgO (0,87%), P2O5 (0,26%), TiO2 (0,58%), CaO (0,87%). Compoziţia chimică a acestei componente a fost derminată prin WDXRF (Wavelength Dispersive X-ray Fluorescence), utilizând un spectrometru AxiosmAX. Toate structurile oxido-metalice identificate în structura COX formează elemente nanostructurate cu structură amorfă compactă [10]. Această componentă structurală a fost supusă unor tratamente chimice speciale, în vederea compatibilizării structurilor energetice şi chimice de suprafaţă ale nanostructurilor oxidice şi ale grupărilor funcţionale de tip –CN.

Funcţionalizarea COX a fost efectuată cu 5 g BrCN (dizolvate în 40 ml apă distilată), la pH = 12, timp de 150 minute (t = 600C, ν = 300 rot./min.), după ce în prealabil a fost supus unui tratament acid, utilizând 300 ml HNO3 (2M), timp de 20 min., în condiţii de agitare mecanică (ν = 55 kHz) [3,10]. După finalizarea reacţiei de funcţionalizare, COX a fost extras prin centrifugare (ν = 3000 rot./min) şi păstrat în acetonă.

Prin procesul de funcţionalizare a COX cu BrCN s-a avut în vedere inserarea pe suprafaţa nanostructurilor oxidice a unor grupe funcţionale de forma: NH3

+, –C≡N, =C=NH, =C–NH–, =C–NH2 etc.). Inserarea acestor grupări funcţionale este datorată, cel mai probabil, prezenţei grupărilor –OH pe suprafaţa structurilor oxidice, regăsite în structura COX.

Datorită prezenţei grupărilor hidroxidice, BrCN poate hidroliza, conducând la formarea acidului bromhidric şi a formei –CN instabile care, cel mai probabil, atacă grupările –OH şi formează legături de tip eter, de forma –O–CN.

2.3. Funcţionalizarea Cell (CF) cu ECH

Epiclorhidrina prezintă o afinitate chimică ridicată în raport cu centrii şi radicalii chimici din clasa derivaţilor aminaţi, hidroxilici, tiolici (–SH, –S–S– etc.) [7].

Ca structură de bază funcţionalizabilă a fost utilizat acetatul de celuloză. Acetatul de celuloză a fost dizolvat într-un amestec potrivit de C3H6O:DMSO, celuloza dizolvată fiind apoi funcţionalizată cu epiclorhidrină (ECH), în prezenţa NaOH (ec. 3).


Algoritmul reacţiilor de funcţionalizare a celulozei este următorul [3,7,8]: 100 g acetat de celuloză, solubilizat prin adăugarea unui amestec de acetonă şi dimetilsulfoxid (DMSO) (C3H6O:DMSO = 3:2), a fost tratat cu 30 ml ECH şi 5 g NaOH.

(3)

Acetatul de celuloză funcţionalizat îndeplineşte funcţiile de reticulare, compozitare şi distribuţie spaţială a componentelor structurale: COX şi MF.

2.4. Obţinerea MC propriu-zis

Materialul compozit obţinut din elementele structurale Cell, COX şi MF, prezintă structura compoziţională şi morfofuncţională prezentată în figura 1 [3,7,8]. Compozitarea elementelor structurale a fost efectuată prin reticularea concomitentă a celor trei componente, în prezenţa unui amestec de solvenţi compatibili.

Integrarea celor trei componente structurale în compoziţia MC a fost efectuată în mod controlat, ţinând cont de următoarele aspecte: fiecare componentă este purtător al unui anumit tip de funcţiune chimică ce prezintă un spectru de reticulare chimică (SRC) specific; fiecare componentă structurală îndeplineşte atât funcţiile proprii de reticulare (SRC, detoxifiere, degradare a poluanţilor), cât şi funcţii în ansamblul compozitului (densitate, suprafaţă specifică, grad de compactizare a microcanalelor de filtrare a apelor poluate etc.); MF reticulează cu precădere poluanţii care conţin în structura morfochimică reziduuri de tip amino; Cell conferă compozitului o suprafaţă specifică semnificativă şi reticulează cu precădere poluanţii care conţin în structura morfochimică reziduuri de tip amino, tiolic, alcoolic; COX reticulează în mod special poluanţii care prezintă reziduuri de tip halogenat. De asemenea, conferă MC o structură dielectrică bogată în sarcini electrice de suprafaţă, de tip schimbător de ioni. Această caracteristică a COX permite MC să reticuleze macromolecule şi centri chimici care prezintă dipol electric.

În cadrul experimentelor efectuate în laborator pentru obţinerea MC, componentele structurale MF, COX şi CF au fost compozitate prin reticulare în amestec timp de 24 de ore şi agitare mecanică continuă, urmată de dispersarea fină şi regenerarea CF în apă distilată.

Pentru integrarea celor trei componente, suspensiile MF, COX şi CF au fost adăugate în 500 ml amestec C3H6O:DMSO, amestecul a fost agitat mecanic (ν = 500 rot./min.), timp de 24 de ore,

OH

OH OH

OH

Cl

O

CllOH

CH3

CH3

OH OH

OH

O

Cl

OH

C H3

NaOHNaCl

OO

CH3

CH3

OH OH

OH

O

O

C H3

Cell Cell* Cell-ECH

O

O O H

O

Ac

Ac

O C H3OC H3

n

+ nNaOHO

OHOH

OH

O C H3

OCH3

n

C3H6O, DMSO

2nCH3COONa


iar după finalizarea reacţiei, suspensia rezultată a fost dispersată în apă distilată, în vederea refacerii structurii macromoleculare a celulozei. MC obţinut a fost supus unui proces blând de deshidratare la t = 85-900.

O

CH3

CH2

NH

CH2

N

CH2

CH

CH

CH

CH

CH

CH2

CH

CH2

O

O

O

CHCH2

CH

CH

CH MCH

CHM

CH

CH

CH

CH

CH

CH

CHCH

CH

CH

M

CH

CH

CH

CHCH2

MCHCH2

CCH

M

CH2

M

CH

M

CH

CH

CH

CH CH

CH2

M

CH2

O CHCH

CH2

MO

MO

O

O

O

M

O

O

M

O+

O

O

O

O

O

M

M

O

OHOH O

O

O

C N

NH+

CHNH

C

NH+

C

N

C

N

NH3+

CN

OH

OH

NH3+

NH3+

O

CH2CH

CH2

CH3

OH

CH2N

OCH

CH2

CH3CH2

NH2

CH2

N

(CH2)3CH

C

O

OHCH3

Si

CH2

CH2

CH3Si

O

CH2

CH2

CH3Si

O

CH2

CH2

CH3Si

O

CH2CH2

CH3

Si

O

CH2CH2

CH3

SiO

CH2CH2

CH3

Si

O

CH2

CH2

CH3

Si

O CH2

CH2

CH3

Si

O

CH2

CH2

CH3Si

O

CH2

CH2

CH3Si

O

CH2

CH2

CH3Si

O

CH2

CH2

CH3

Si

O

CH2 CH2

CH3

Si O

CH2 CH2

CH3

SiO

CH2

CH2

CH2 N

CH3

Si

O

O

(CH2)3

CH

C

O

OH

CH2

CH2

CH2

NH2 CH2NH2

CH2

N

(CH2)3CHC O

OH

CH2

N

(CH2)3

CH

CO

OH

CH2NH

CH2

NH2

CH2

N

(CH2)3

C

C

OHCH2

N

(CH2)3

CH

C

O

OHCH2

NH2

CH2N

(CH2)3

CH

C

O

OH

CH2N

(CH2)3CH

C

O

OH

CH2

NH2

CH2

N

(CH2)3

CHC

OOH

OH

OH

OH

OH

OH

OH

Cell-ECH

Fe3O4

Cell-E

CH

(M = Si, Al, Fe, K, Na, Mg, P, Ti, Ca, Ba, V, Cr, Mn)

MF

Cell

COX

Fig. 1 - Structura materialului compozit (Mc).

Datorită momentului magnetic propriu, componenta structurală MF contribuie la extragerea-separarea controlată a compozitului şi a poluanţilor reticulaţi pe suprafaţa acestuia, din apele supuse procesului de depoluare. Procesul de separare poate fi efectuat în mod controlat, prin intermediul unui câmp magnetic generat de un dispozitiv de tipul separatoarelor magnetice [9,10].

3. Testarea MC pe modele reale de ape uzate industriale

Pentru evaluarea capacităţii de depoluare a compozitului obţinut au fost testate ape uzate provenite din industria prelucrării produselor lactate (producător de lactate şi brânzeturi) şi din industria medicamentelor (producător de antibiotice).

Influenţa diverşilor factori asupra procesului de depoluare s-a făcut studiind: a) influenţa variaţiei cantităţii de MC asupra gradului de depoluare a unui anumit volum de apă uzată; b) influenţa volumului de apă uzată filtrată prin MC asupra randamentului de reţinere şi înglobare a poluanţilor; c) influenţa tipurilor de poluanţi asupra capacităţii MC de a depolua apele uzate.

Toate sesiunile de investigaţii au demonstrat şi evidenţiat că MC este puternic funcţionalizat, prezintă structură nanocompozită, puternic discretizată, prezintă afinitate de reticulare pe întreg spectrul de poluanţi organici ai apelor investigate, poluanţii reticulaţi pe suprafaţa şi în profunzimea structurii funcţionalizate fiind fixaţi chimic stabil, nefiind eliberaţi sub nici o formă în mediul înconjurător.

Identificarea compuşilor chimici prezenţi în apele uzate iniţiale şi în cele depoluate prin filtrare pe MC, s-a făcut prin gaz-cromatografie cuplată cu spectrometrie de masă. A fost utilizat un sistem GC Focus (Thermo Electron Corporation), prevăzut cu autosampler tip AI300 şi injector split/splitless. Coloana cromatografică utilizată a fost de tip TR5MS, lungime 30 m, diametru intern 0,25 mm, grosimea filmului staţionar 0,25 µm. Detectorul de masă a fost de tip DSQII, utilizând modul de ionizare electronică (sursă de ionizare de 70 eV şi temperatura sursei ionice de 2500C).

Identificarea compuşilor chimici prezenţi în apele uzate iniţiale şi în cele depoluate prin filtrare pe MC, s-a făcut prin gaz-cromatografie cuplată cu spectrometrie de masă. A fost utilizat un sistem GC Focus (Thermo Electron Corporation), prevăzut cu autosampler tip AI300 şi injector split/splitless.


Coloana cromatografică utilizată a fost de tip TR5MS, lungime 30 m, diametru intern 0,25 mm, grosimea filmului staţionar 0,25 µm. Detectorul de masă a fost de tip DSQII, utilizând modul de ionizare electronică (sursă de ionizare de 70 eV şi temperatura sursei ionice de 2500C). Experimentele de determinare a capacităţii de reticulare a poluanţilor au fost configurate conform aranjamentului din figura 2. Cantităţi cunoscute de material compozit au fost depuse sub formă de strat, într-un tub de sticlă, deschis la ambele capete, cu diametrul de 30 mm. Partea inferioară a tubului suport a fost blocată cu un strat dens de vată de sticlă, astfel încât să nu fie posibilă antrenarea şi dezintegrarea stratului de MC în procesul de filtrare a apei.

Prin stratul de material compozit au fost trecuţi în mod succesiv câte 50 ml de apă poluată, în 4 etape, după ce în prealabil a fost filtrată o probă de referinţă de 50 ml de apă distilată.

Probele prelevate au fost investigate prin tehnica GC-MS. Pentru a determina corespondenţa analitică între cantitatea de poluanţi separată şi cantitatea reală de poluanţi existentă în apa uzată, a fost determinată cantitatea de poluanţi prezenţi în apa uzată iniţială, înainte de începerea proceselor de investigare. Cantitatea de poluanţi separată a fost estimată determinând fracţiile de poluanţi regăsite în cele patru fracţii, după filtrare: c(%) poluanţi regăsiţi + c(%) poluanţi separaţi = 1.

Pentru testări s-a utilizat o cantitate de 40 g MC pentru fiecare tip de apă uzată supusă depoluării. În cazul apelor uzate provenite din industria prelucrării laptelui s-au făcut încercări şi pe o cantitate mai mică de MC (30 g), pentru a putea observa influenţa cantităţii de MC asupra randamentului de depoluare [9].

3.1. Reticularea poluanţilor din probele de apă uzată din industria prelucrării laptelui

Apele uzate care rezultă în unităţile de prelucrare a laptelui sunt formate din ape uzate industriale impurificate (produse brute nevalorificate, produse secundare nevalorificate, scurgeri sau evacuări de produse datorită exploatării incorecte, ape de spălare a recipientelor şi utilajelor autocisternelor, pardoselilor etc.) şi din ape industriale convenţional curate (ape de condens, ape de la instalaţiile frigorifice, cazane de abur etc.) [9]. Aceste ape uzate sunt caracterizate prin valori mari ale CCO-ului, a CBO5-ului, prin pH bazic, prin materii în suspensie, proteine, grăsimi, hidraţi de carbon, săruri şi elemente nutritive (azot, fosfor, potasiu). La evacuarea apelor uzate în receptori, calitatea acestora este afectată prin consumarea rapidă a oxigenului care duce, în cazul unor raporturi de diluare necorespunzătoare, la degajarea de mirosuri neplăcute şi la înrăutăţirea aspectului cursului de apă receptor [9]. În cazul apei uzate testate de noi, analiza GC-MS a indicat prezenţa unui spectru larg de compuşi organici. De asemenea, au fost puşi în evidenţă o serie de compuşi care nu au putut fi ionizaţi şi decelaţi de spectrometrul de masă. Poluanţii parţial decelabili prezintă maxime clare, distincte, a căror variaţie în funcţie de cantitatea de apă filtrată poate fi cuantificată. Pentru a demonstra influenţa cantităţii de MC asupra procesului de depoluare, testările au fost efectuate pe două cantităţi de MC: 40 g şi 30 g, după următorul algoritm: s-a determinat conţinutul de poluanţi ai apei nefiltrate prin prelucrarea şi analiza GC-MS a unei probe de apă uzată; s-a corectat şi determinat nivelul de impurităţi eliberate de către MC, prin filtrarea unui volum de 50 ml apă distilată prin MC, filtratul fiind apoi prelucrat şi analizat GC-MS; pentru

Fig. 2 - Schema sistemului de filtrare a apelor uzate pe strat de MC.

apa depoluata

apa contaminata

strat MC

vata de sticla

apa


determinarea capacităţii de depoluare a MC, au fost filtrate, succesiv, patru volume de câte 50 ml apă uzată, filtratele fiind apoi prelucrate şi analizate GC-MS. A fost observat faptul că majoritatea poluanţilor existenţi în apa uzată au fost reticulaţi de materialul filtrant. Concentraţiile celorlalţi poluanţi prezenţi în apa uzată scad rapid odată cu creşterea cantităţii de apă filtrată, fiecare poluant atingând o anumită valoare pentru care membrana este saturată prin reticulare specifică. După atingerea punctului de saturare, stratul de filtrare nu mai prezintă abilitatea de a separa poluanţii care au saturat-o, devenind permeabil în raport cu aceştia. Rezultatele investigaţiilor de determinare a randamentului şi eficienţei de depoluare efectuate asupra apelor uzate provenite din industria laptelui au demonstrat faptul că MC prezintă randamente ridicate de depoluare. În cazul majorităţii poluanţilor organici identificaţi (heneicosane, adogen, 5H-1 piridină, N,N-dimetildodecilamină, N[3[N-azidiril]propilidenă]-3-dimetilaminopropilamină, 4-metilindolină), acizi organici, esteri, derivaţi benzenici, carbamaţi, compuşi organici ciclici etc.), randamentele individuale de retenţie a poluanţilor pot ajunge la valoarea maximă (~ 100%), excepţie făcând p-crezolul (P2), care prezintă un comportament diferit faţă de ceilalţi compuşi existenţi în apa uzată (figura 3).

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 P9 P10 P11 P12 P13

Apă uzată nefiltrată

Filtrare 50 ml apă uzată




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 P9 P10 P11 P12 P13






Fig. 3 - Rata poluanţilor (%) din apa uzată provenită din industria prelucrării laptelui, ce trec prin stratul de reţinere

a) - configuraţia cu 40 g MC; b) - configuraţia cu 30 g MC (P1÷P13 - poluanţii identificaţi în apa uzată).

Studiind influenţa pe care o exercită masa de MC în procesul de depoluare a apelor uzate, se observă că randamentul de depoluare variază direct proporţional cu masa de MC (figura 4).

Fig. 4 - Graficul reticulării poluanţilor a) - cazul apei uzate filtrate pe 40 g MC; b) - cazul apei uzate filtrate pe 30 g MC.

Experimentele de determinare a capacităţii de reticulare a poluanţilor au fost concepute în mod special, conform indicaţiilor de configurare a experimentelor, tocmai pentru a pune în evidenţă fenomenul de saturare.

a) b)

a) b)


Investigaţiile prin GC-MS au demonstrat capacitatea compozitului obţinut de a reticula un număr mare de poluanţi care prezintă funcţionalitate complexă şi variată, după cum urmează: compuşi saturaţi cu catenă liniară mare (heneicosane), compuşi organici cu funcţionalitate şi conţinut de azot (adogen, 5H-1 piridină, N,N-dimetildodecilamină, N[3[N-azidiril]propilidenă]-3-dimetilaminopropilamină, 4-metilindolină), acizi organici, esteri, derivaţi benzenici, carbamaţi, compuşi organici ciclici etc. [9].

3.2. Reticularea poluanţilor din probele de apă uzată rezultată din industria medicamentelor

Caracteristica dominantă a acestui tip de ape uzate este conţinutul lor în substanţe organice care răspund cu eficienţă slabă la procedeele de epurare chimică şi fizică clasice [9]. Apele uzate sunt obţinute din sinteze (condensări, alchilări, acilări, halogenări, nitrări, sulfonări, sulfoclorurări, cianurări etc.), de la spălarea produselor, spălarea aparatelor, menţinerea sterilă a aerului, sterilizări. Aceste ape uzate sunt caracterizate prin valori mari ale CCO-ului, CBO5-ului, prin pH acid sau bazic, prin săruri şi prin impurităţi specifice care depind de tipul produsului finit. Apele uzate din industria medicamentelor au acţiune nocivă asupra reţelei de canalizare (pH scăzut, concentraţie mare în sulfaţi, sulfuri, pericol de explozie din cauza solvenţilor organici) şi asupra receptorului: consum de oxigen dizolvat în apă, din cauza substanţelor organice biodegradabile şi a celor anorganice (sulfuri, sulfiţi); toxicitate pentru peşti (cian, fenol, glicozizi aciclici şi inele condensate care atacă branhiile, pH alterat, ioni metalici, pelicule de solvenţi etc.) Probele investigate au provenit de la o unitate de producere a antibioticelor. Rezultatele investigaţiilor efectuate prin GC-MS, demonstrează faptul că acestea sunt puternic impurificate şi degradate, conţinând un spectru larg de poluanţi organici, diferiţi din punct de vedere morfochimic, funcţional şi morfostructural. De asemenea, au fost puşi în evidenţă o serie de compuşi care nu au putut fi ionizaţi şi decelaţi de spectrometrul de masă. Testările s-au efectuat pe o cantitate de 40 g MC. Rezultatele investigaţiilor de determinare a randamentului şi eficienţei de depoluare efectuate asupra apelor uzate provenite din industria medicamentelor au demonstrat faptul că MC prezintă randamente ridicate de depoluare. În cazul poluanţilor organici decelabili, randamentele individuale de retenţie a poluanţilor pot ajunge la valoarea maximă (~ 100%). Materialul sintetizat de noi prezintă un potenţial ridicat de separare a poluanţilor organici, fiind capabil să reducă concentraţia acestora sub limita de detecţie a aparaturii (la nivel de ppb), în condiţiile în care aceştia se găsesc în cantităţi apreciabile în apa poluată.

Fig. 5 - Rata poluanţilor (%) din apa uzată provenită din industria medicamentelor, ce trec prin stratul de reţinere,

configuraţia cu 40 g MC (P1÷P15 - poluanţii identificaţi în apa uzată).

0102030405060708090

100

P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 P9 P10 P11 P12 P13 P14 P15







De remarcat faptul că investigaţiile analitice au demonstrat acţiunea nediferenţiată a MC pe întreg spectrul de poluanţi regăsiţi în apele uzate investigate, dar cu randamente diferite de reţinere a acestora. Această caracteristică a mediului nanocompozit funcţionalizat este reflectată de randamentul total de depoluare, care prezintă o variaţie analitică descrescătoare, odată cu creşterea cantităţii de apă poluată trecută prin stratul de retenţie [9].

Fig. 6 - Randamentul total şi eficienţa depoluării apei uzate din industria medicamentelor, filtrată pe 40 g MC.

Pentru a determina capacitatea materialului compozit de a reticula şi îngloba poluanţii din apa uzată, acesta a fost supus unei serii de analize prin microscopie electronică, atât înainte de începerea filtrării cât şi după filtrarea unui volum de 200 ml apă uzată (figura 7). Investigaţiile microscopice prin tehnicile SEM şi EDX au fost efectuate cu ajutorul unui microscop electronic de scanare VEGA II LMU, dotat cu un spectrometru de raze X QUANTAX 400, cu următoarele caracteristici: a. detector XFlash 4010; b. rezoluţie în energie: 125 eV Mn-Kα; c. răcire Peltier; d. detecţie a elementelor chimice cuprinse între Be şi U [9,10].

(a) Structura morfologică a MC încărcat cu poluanţi, determinată după ce au fost filtraţi 200 ml apă uzată

(b) Structura morfochimică a MC relevată prin mapare chimică elementală (ataşată structurii a.)

Fig. 7 - Imagine SEM a MC încărcat cu poluanţi prin depoluarea apei provenite din industria medicamentelor.

Investigaţiile de separare a poluanţilor regăsiţi în apele provenite din industria medicamentelor relevă manifestarea fenomenului de degradare dinamică a poluanţilor. Toţi poluanţii care intră în structura spectrului integral de poluare a apelor investigate, prezintă rate de separare mai mici sau mai mari. Astfel, lipsa potenţialului de reticulare în raport cu unii poluanţii degeneraţi, este datorată, cel mai probabil: a. saturării MC cu fracţiile de poluanţi existente anterior; b. cantităţilor mari de poluant prezente în apa poluată, care saturează rapid funcţionalitatea MC; c. degenerării poluanţilor separaţi în profunzimea MC.

De altfel, procesele de degenerare morfostructurală (aglomerare, compactare) şi morfochimică (procese de saturare a funcţionalităţii, mascare, procese de degradare chimică a poluanţilor reticulaţi) au fost puse în evidenţă în toate cazurile de depoluare investigate. Efectele de încărcare cu poluanţi sunt puse în evidenţă şi în cazul apelor poluate provenite din industria medicamentelor, datele


prelucrate indicând o creştere semnificativă a cantităţii de microelemente chimice specifice structurilor şi poluanţilor organici (C, N). Acest lucru este confirmat indirect de investigaţiile de morfostructură, care indică creşterea gradului de aglomerare şi compactare a compozitului, precum şi degenerarea sa sub acţiunea poluanţilor organici separaţi [9].

4. Concluzii

Datele experimentale achiziţionate indică faptul că MC obţinut prezintă randamente de reticulare-depoluare ridicate, pe spectre largi de GP. Produsul a fost testat pe mai multe tipuri de ape poluate şi contaminate chimic (în această lucrare fiind prezentate doar cazurile apelor uzate provenite din industria de prelucrare a laptelui şi din industtria medicamentelor), constatându-se faptul că mecanismele fenomenologice generale, teoretice şi aplicative sunt valabile fără excepţie.

În virtutea mecanismelor generale şi specifice de reticulare elaborate, precum şi în funcţie de tipul moleculelor de reticulare cu care au fost efectuate funcţionalizările, este de aşteptat ca MC obţinut să prezinte comportamente similare de reticulare a poluanţilor pe un spectru larg de ape poluate şi pe un spectru larg de GP. Din punct de vedere teoretic, MC poate reticula o clasă nelimitată de poluanţi, în virtutea omogenităţii morfochimice a compuşilor potenţial generatori de poluare.

MC prezintă o structură compozită funcţionalizată care poate fi degradată şi integrată de elementele biologice şi chimice ale mediului înconjurător, fără a le modifica sau altera structura sau funcţiile de bază. În urma proceselor de reticulare a GP pe suprafaţa MC, rezultă compuşi chimici de degradare cu toxicitate scăzută reticulaţi rigid în structura de suprafaţă şi de profunzime a MC. MC încărcat cu poluanţi rezultat în urma procesului de depoluare poate fi manipulat, separat, stocat şi distrus în siguranţă.

Investigaţiile analitice efectuate (FTIR, GC-MS, EDX, SEM) au demonstrat faptul că MC obţinut prezintă structură morfochimică prietenoasă în raport cu mediul înconjurător şi nu generează elemente secundare de contaminare a acestuia.

MC poate fi utilizat în aplicaţii de separare şi extragere controlată a compuşilor chimici sau a poluanţilor reticulaţi din apele uzate. Rezultatele experimentale obţinute recomandă utilizarea MC obţinut în aplicaţii de decontaminare, filtrare, depoluare şi separare chimică şi biologică controlată.

Bibliografie

[1] Harper, C. A. – Handbook of Ceramics, Glasses, and Diamonds, McGraw-Hill, 2001, pp. 287 [2] Kakani, S. L., Kakani A. – Material Science, New Age International (P) Ltd., 2004, pp. 504-642 [3] *** Raportare etapa 2, contract 32-165 „Medii de epurare controlată a apelor contaminate chimic şi

biologic”, PNCDI II/Program IV-Parteneriate în domeniile prioritare [4] Guisan, J. M. – Immobilization of Enzymes and Cells, 3rd ed., Human Press, 2006, pp. 62-79 [5] Willard, M. A., Kurihara, L. K., Carpenter, E. E., Calvin, S., Harris, V. G. – Chemically prepared magnetic

nanoparticles, International Materials Reviews, 49, 3-4, 2004, pp. 125 [6] Jolivet, J. P., Froidefond, C., Pottier, A., Chane’ac, C., Cassaignon, S., Tronca, E., Euzen, P. – Size tailoring of oxide

nanoparticles by precipitation in aqueous medium: A semiquantitative modeling, J. Mater. Chem., 14, 2004, pp. 3281 [7] Iordache, P. Z. – Obţinerea şi funcţionalizarea nanoparticulelor stimulabile extern. Medii de reticulare şi

stimulare biochimică, Teză de doctorat, 2011 [8] Iordache, P. Z., Epure, G., Lungu, R. M., Mureşan, M., Petre, R., Petrea, N., Grigoriu, N., Pretorian, A. L.,

Toader, C. – The obtaining of some nanocomposite cellulosic materials, strongly functionalized with glutaraldehyde, epichlorhydrine and cyanogen bromide, International Conference of Physical Chemistry, ROMPHYSCHEM 14, June 2-4, 2010, Romania

[9] Petrea, N., Iordache, P. Z., Lungu, R. M., Safta, I., Petre, R., Pretorian, A. L. – New methods and new types of functionalized nanocomposites intended for the ecological depollution of waters, Nanocomposites, ISBN 978-953-307-913-4, Ed. INTECH, 2011

[10] Iordache, P. Z., Petrea, N., Lungu, R. M., Petre, R., Său, C., Safta, I. Nanocomposite materials with oriented functionalized structure, Nanocomposites, ISBN 978-953-307-913-4, Ed. INTECH, 2011.


STUDII PRIVIND UTILIZAREA IZOLATORILOR SEISMICI DE BAZĂ LA REDUCEREA VULNERABILITĂŢILOR SEISMICEC ALE CLĂDIRILOR

EXISTENŢE CU STRUCTURA ÎN CADRE DIN BETON ARMAT

STUDIES ON THE USE OF SEISMIC BASE ISOLATORS TO REDUCE SEISMIC VULNERABILITY OF EXISTING BUILDINGS WITH

REINFORCED CONCRETE FRAME STRUCTURE

TAHA KAYED1

Rezumat: Clădirile existente cu structura în cadre din beton armat prezintă în general vulnerabilităţi cu privire la rigiditatea relativă la acţiuni orizontale, prezentând deseori rotiri de nivel care pot să fie egale sau mai mari cu cele admisibile. Pentru eliminarea acestor vulnerabilităţi pot fi aplicate soluţii clasice de tip cămăşuieli din beton armat, introducerea de contravântuiri metalice, introducerea de dispozitive de amortizare cu masa acordată (TMD), amortizoare sau izolatori seismici de bază [6],[7].

Cuvinte cheie: cadre, perioada, accelerograma, izolator seismic de bază

Abstract: Existing buildings with reinforced concrete frame structure generally shows vulnerabilities on the relative stiffness against the horizontal actions, often presenting level drifts which may be equal or greater to those admissible. To ovoid these vulnerabilities can be applied classic solutions by RC jacketing, the introduction of steel bracing, the introduction of tuned mass dampers (TMD), dampers or seismic base isolators [6],[7].

Keywords: frames, period, accelerogram, seismic base isolator

1. Introducere

În ţările din orientul mijlociu, cu precădere în cele în care în ultimele decenii a existat un bum economic, bazat în mare parte pe extracţia şi vânzarea de petrol, clădirile au fost proiectate şi realizate în mare măsura pe baza normelor din Marea Britanie, având majoritatea inginerilor fie din aceasta ţară, fie cu facultăţi făcute acolo. S-au realizat foarte multe clădiri cu regim mediu şi mare de înălţime, parţial monolite şi parţial prefabricate, fără a avea în general la bază calcule seismice sofisticate, chiar fără minim calcul seismic.

Chiar şi la clădiri care astăzi reprezintă emblema ţărilor respective s-au realizat calcule insuficiente, care au condus la constatarea unor tasări sau avarii nebănuite în lucrarile iniţiale de proiectare.

2. Răspunsurile structurale seismice obţinute pentru clădirea existentă

Clădirea a fost modelată succesiv cu câte 10, 15, 20, 25 şi 30 de niveluri. Pentru elementele structurale s-au ales urmatoarele dimensiuni: grinzile de 30x60 cm, stâlpii centrali cu secţiune rectangulară 100x100 cm, stâlpii perimetrali 70x70 cm. Plăcile de planşeu au fost considerate cu grosime de 15 cm. Fiind o structură flexibilă şi cu trama de 6x6 m s-au modelat şi s-au calculat şi plăcile de planşee. Răspunsurile structurale sunt prezentate în figurile 1-4. 1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering, Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Conf.univ.dr.ing. Daniel Stoica, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Senior Lecturer, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Pentru primele 4 moduri de vibraţie s-au obţinut relaţiile şi graficele cu caracter general pentru perioadele de vibraţie, prezentate în figura 1.

Fig. 1 – Structura în cadre de b.a. – perioade de vibraţie [s]

Având aceste relaţii, se poate determina cu usurinţă perioadele de vibraţie pentru clădiri de aceeaşi secţiune cu numărul de niveluri cuprins între 10 şi 30.

Similar s-au realizat comparaţii la nivel de drifturi (fig. 2), forţe tăietoare la bază (fig. 3), respectiv momente de răsturnare la bază (fig. 4), pentru cele 5 modele (cu 10, 15, 20, 25 şi 30 de niveluri), în ideea de a avea o vedere de ansamblu a întregii plaje de valori, practic pentru toate clădirile cu regimul de înălţime cuprins între 10 şi 30 de niveluri.

Fig. 2 – Structura în cadre de b.a. – drifturi [‰]

Fig. 3 – Structura în cadre de b.a. – forţe tăietoare la bază [tf]


Fig. 4 – Structura în cadre de b.a. – momente de răsturnare la baza [tfm]

Se poate observa cu uşurinţă că rotirile relative de nivel (drifturile) depăşesc valorile admisibile prescrise în P100/1-2006, clădirile având perioade fundamentale de vibraţie cuprinse între 1.2 şi 3.8 secunde. Studiul s-a focalizat mai departe numai pe clădirea cu 30 de niveluri.

3. Introducerea izolatorilor seismici de baza (ISB) pasivi

Având în vedere modul de distribuţie al articulaţiilor plastice pentru clădirea cu 30 de niveluri (90 m înălţime), s-a realizat un model de calcul structural pentru programul ETABS/SAP2000 cu introducerea unor elemente de tip HDRB la bazele tuturor stâlpilor existenţi şi cu prevederea unei grinzi de transfer la bază. [1-6] În ETABS, pentru modelarea ISB s-au folosit elemente de tip LINK, descrise la baza structurii clădirii. Excitaţia seismică aleasă, atât pentru modelul iniţial, cât şi pentru modelul de calcul cu izolarea seismică a bazei (ISB), a fost Vrancea NS 1977 (având în vedere durata rulărilor precum şi a prelucrărilor numerice comparative – figura 5). Răspunsurile structurale comparative între modelul iniţial şi cel cu ISB sunt prezentate în figurile 6-23.

Fig. 5 – Accelerograme naturale


Fig. 6 - Momente de răsturnare la bază - Cladire existentă

Fig. 7 - Momente de răsturnare la bază - Cladire cu ISB

Fig. 8 – Momente de răsturnare la bază – comparaţii

Fig. 9 – Forţe tăietoare la bază – Clădire existentă

Fig. 10 – Forţe tăietoare la bază - Clădire cu ISB

‐400000

‐200000

0

200000

400000

0 10 20 30 40 50

Mom

ente de rasturna

re

la baza [tfm

]

Timp [sec]

Initial

ISB


Fig. 11 – Forţe tăietoare la bază – comparaţii

Fig. 12 – Energii - Clădire existentă

Fig. 13 – Energii - Clădire cu ISB

Fig. 14 – Energii – comparaţii

‐15000

‐10000

‐5000

0

5000

10000

15000

0 10 20 30 40 50

Forta taietoare de

baza

[tf]

Tim [sec.]

ISB

Initial

0

2000

4000

6000

0 10 20 30 40

Energie

Timp

Potentiala INI

Kinetica INI

Input INI

Potentiala ISB

Kinetic ISB

Input ISB


Fig. 15 – Deplasări absolute la nivel 1 şi 30 Clădire existentă

Fig. 16 – Deplasări absolute la nivel 1 şi 30 Clădire cu ISB

Fig. 17 – Deplasări absolute la nivel 1 şi 30 – comparaţii

Fig. 18 – Cadrul marginal distribuţia de articulaţii plastice - Clădire existentă

Fig. 19 – Cadrul marginal distribuţia de articulaţii plastice - Clădire cu ISB

Fig. 20 – Cadrul central distribuţia de articulaţii plastice Clădire existentă

Fig. 21 – Cadrul central distribuţia de articulaţii plastice Clădire cu ISB

‐1

‐0,5

0

0,5

1

0 10 20 30 40

Dep

lasare (m

)

Timp (sec.)

Baza ISB

Nivel 1 ISB

Nivel 30 ISB

Baza initial

Nivel 1 Initial

Nivel 30 initial


Fig. 22 - Spectrul de capacitate – Clădirea existentă Fig. 23 - Spectrul de capacitate – Clădire cu ISB

4. Concluzii

• Cu privire la rigiditatea clădirilor analizate – majoritatea, atât pentru regim mediu de înălţime cât şi pentru regim mare de înălţime, prezintă perioade fundamentale de vibraţie mari, de până la 3.8 secunde – pentru clădirea cu 30 de niveluri;

• Drifturile rotaţionale depăşesc 8‰ în toate cazurile, fiind cuprinse între 18-68‰. Având în vedere că răspunsurile structurale obţinute pentru driftul din vânt sunt de circa o treime din cel obţinut din seism, rezultă valori cuprinse între 6.0-23‰, ceea ce înseamnă că la o astfel de clădire, pentru cazul cu 30 de niveluri, inclusiv vântul produce drifturi semnificative;

• Introducerea ISB micşorează drifturile, dar măresc până la cca 50 cm deplasarea la bază. În cazul clădirilor alăturate cu rosturi seismice relativ mici, nu se pot utiliza ISB, deoarece clădirile s-ar ciocni şi s-ar produce avarii importante. Există dispozitive speciale de interconectare între clădirile alăturate, în scopul folosirii ISB [6];

• Forţele tăietoare şi momentele de răsturnare de bază nu scad, în schimb scad eforturile secţionale în elementele structurale;

• Amplasarea ISB se poate face la: interfaţa subsol fundaţie, interfaţa parter-subsol sau chiar la jumătatea înălţimii parterului, cu consecinţele şi măsurile de rigoare [3], [4].

Bibliografie

[1] Deb S.K., Seismic base isolation - an overview, CPFTEGE, December, 2003. [2] De Silva, C., Vibrations: Fundamentals and Practice, CRC press, 2000. [3] Kelly, T.E., Base Isolation of Structures. Design Guidelines, Wellington, New Zealand, ed: Holmes Consulting

Group Ltd, 2001. [4] Miranda C.J., Structural dynamics of base isolated buildings, IDC Technical Papers, Presentation & Articles,

August, 2001. [5] Olariu I., Passive control and base isolation : State-of-art lecture, 10th European Conference on Earthquake

Engineering, Vienna, 1995. [6] Stoica. D, V. Warnotte, S. Majewski, Voiculescu M. - State of the art in the pounding mitigation techniques -

“Computational Civil Engineering 2007”, International Symposium – Iasi – May 2007 [7] Stoica, D., The tribute to the former Romanian aseismic design codes. Retrofitting or demolition? – 15th World

Conference on Earthquake Engineering – Lisboa – Portugal – 24-28 september 2012 – paper 2403.


VERIFICAREA SECŢIUNILOR STÂLPILOR CADRELOR DIN BETON ARMAT LA COMPRESIUNE EXCENTRICĂ OBLICĂ

CHECKING THE COLUMN' SECTIONS OF REINFORCED CONCRETE FRAMES FOR OBLIQUE ECCENTRIC COMPRESSION

STELICĂ TOBĂ1

Rezumat: În cadrul lucrării s-a efectuat verificarea la compresiune excentrică oblică a secțiunilor stâlpilor structurilor în cadre din beton armat, amplasate în zone seismice semnificative, prin aplicarea metodei de calcul simplificat unidirecțional şi a metodei elipsei de interacțiune. Comparația rezultatelor obținute a arătat caracterul excesiv de acoperitor al metodei simplificate față de metoda analizei bidirecționale.

Cuvinte cheie: compresiune excentrică oblică, calcul unidirecțional, metoda elipsei de interacțiune.

Abstract: Within the paper the eccentric oblique compression check was performed for reinforced concrete structures, in frames, column sections placed in areas of significant seismic activity, by applying the unidirectional simplified calculus and the interaction ellipsis method. The comparison of results showed the excessively covering character of the simplified method, compared to the bidirectional analysis method.

Keywords: eccentric oblique compression, unidirectional calculus, interaction ellipsis method.

1. Introducere

Verificarea secțiunilor stâlpilor structurilor în cadre din beton armat amplasate în zone seismice semnificative este prevăzută, în Eurocodul 8, a se efectua prin două metode:

- metoda simplificată de calcul unidirecțional şi

- metoda elipsei de interacțiune.

Lucrarea îşi propune sa testeze aplicarea celor două metode în scopul verificării măsurii în care aplicarea metodei simplificate conferă suficientă siguranță față de aplicarea metodei mai precise, dar şi mai complicate, a analizei bidirecționale.

2. Prezentarea structurilor ce fac obiectul studiului

Obiectul studiului este reprezentat de structura în cadre de beton armat a unei clădiri multietajate cu funcțiunea de birouri, având schema în plan orizontal reprezentată în fig.1.

S-a adoptat o structură convențională a cărei particularitate constă în precizarea deschiderilor şi a traveilor, fără a limita dimensiunea longitudinală a clădirii, creând premizele atât pentru simplificarea analizei, prin utilizarea calculului plan, cât şi pentru generalizarea rezultatelor.

Construcția prezintă axe de simetrie pe ambele direcții principale.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering, Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Tudor Postelnicu, Universitatea Tehnică de Construcții Bucureşti (Professor, PhD. Eng.,Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Pe direcția transversală sunt trei deschideri, două marginale cu dimensiunile de 6.0 m şi una centrală, de 2.4 m, iar, pe direcția longitudinală, traveile au dimensiunea de 6.0 m.

Pe baza planului orizontal definit, s-a generat o “familie” de cazuri, prin variația regimului de inălțime şi considerarea amplasării în diverse zone seismice. Inălțimea de nivel se păstrează constantă şi este egală cu 3.20m.

Se prezumă că structura respectă condițiile de regularitate, în plan şi pe verticală, prevăzute de Codul P100-1/2006, iar planşeele nu conțin goluri semnificative în măsură să afecteze conlucrarea elementelor structurale în prelurea incărcării seismice.

Dată fiind îndeplinirea condițiilor de regularitate, în plan şi pe verticală, s-a optat pentru efectuarea calculelor structurale pe modelul plan.

Fig. 1 - Schema structurii şi modelarea pentru calcul (plan orizontal)

S-au adoptat următoarele regimuri de înălțime: Parter+8 Etaje, Parter+6 Etaje, Parter+4 Etaje, Parter+2 Etaje.

Cadrele transversale sunt de acelaşi tip şi reprezintă cadrele curente, iar cadrele longitudinale, centrale şi marginale, au fost schematizate, în mod avantajos pentru reducerea volumului de calcul, printr-un singur stâlp şi porțiunile din grinzile adiacente, limitate de mijloacele traveilor respective. Rezemările grinzilor cadrelor longitudinale au fost diferențiate după tipul solicitării (încastrare glisantă pe verticală, pentru încărcări verticale şi simplă rezemare pe verticală, pentru încărcările orizontale).

3. Variante de studiu ale armării longitudinale a stâlpilor

S-au studiat următoarele variante de armare longitudinală a stâlpilor : A0 – corespunzătoare coeficientului minim de armare ρ = 0.01, A1 – corespunzătoare coeficientului de armare ρ = 0.0125, A2 – corespunzătoare coeficientului de armare ρ = 0.0150, A3 – corespunzătoare coeficientului de armare ρ = 0.0175.

A

B

C

D

6.0

2.4

6.0

6.0 6.0 3.0 3.0

CT

CLC

CLM


Justificarea adoptării celor patru tipuri de armare este dată, în primul rând, de obligativitatea respectării armării minime (considerată ca “bază de pornire”, acesta fiind motivul alegerii denumirii A0) şi, în al doilea rând, de încadrarea structurilor analizate în categoria “stâlpi puternici – grinzi slabe”, sporirea armării longitudinale a stâlpilor reprezentând modalitatea de creştere a capacității lor de rezistență la încovoiere.

Armările au fost combinate cu două clase de beton: C20 (prevăzută ca minimă, pentru construcții din clasa de ductilitate înaltă, H) şi C25 (imediat superioară clasei minime).

Denumirea cazului considerat, în analiza stâlpilor, conține clasa de beton şi tipul de armare longitudinală (exemplu: C20A0 = secțiune din beton de clasa C20, armată longitudinal cu armarea de tipul A0, adică având ρ = 0.01).

Pentru fiecare din tipurile de secțiune de stâlp, astfel obținute, s-au întocmit curbele de interacțiune Ν−Μ, care au fost utilizate în analiza îndeplinirii cerințelor de rezistență la compresiune excentrică.

4. Verificarea la compresiune excentrică oblică

4.1. Calculul simplificat unidirecţional

S-a efectuat separat pe fiecare direcţie principală (transversală, longitudinală), pentru fiecare stâlp al structurilor analizate. Denumirile stâlpilor sunt date după axele longitudinale ale structurii.

Eforturile de proiectare s-au raportat la curbele N – 0.7 Mcap, trasate pentru cele patru variante de armare (A0 ÷ A3) şi cele două clase de beton (C20, C25), considerând secţiunile de beton cu dimensiunile care îndeplinesc cerinţa de drift. Plasarea punctului de coordonate Nd, Md în interiorul conturului curbei indică îndeplinirea cerinţei de rezistenţă, evidenţiind varianta de secțiune corespunzătoare. Reducerea momentelor capabile, prin aplicarea coeficientului 0.7, urmăreşte să asigure secțiunea, într-o manieră simplificată, față de solicitarea de încovoiere oblică. În fig. 2÷9, se prezintă verificările efectuate pentru stâlpii centrali, respectiv, marginali ai cadrelor transversale, CT, respectiv, longitudinale, CL, pentru cele patru regimuri de înălțime şi caracteristicile seismice ale amplasamentului ag=0.24g, Tc=1.6 s, sursa Vrancea.

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 100

200

300

400

500

600

700

800

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SB-T

SC-T

SB,C-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 100

200

300

400

500

600

700

800

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SB-T

SC-T

SB,C-L

Fig. 2 - Verificarea simplificată la compresiune excentrică oblică a stâlpilor centrali ai structurii având P+8E-0.24g- Tc=1.6 s


-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10

0

20

0

30

0

40

0

50

0

60

0

70

0

80

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SA-T

SD-T

SA,D-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0 10

0

20

0

30

0

40

0

50

0

60

0

70

0

80

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SA-T

SD-T

SA,D-L

Fig. 3 - Verificarea simplificată la compresiune excentrică oblică

a stâlpilor marginali ai structurii având P+8E-0.24g- Tc=1.6 s

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 10

0

20

0

30

0

40

0

50

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SB-T

SC-T

SB,C-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 10

0

20

0

30

0

40

0

50

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SB-T

SC-T

SB,C-L


a stâlpilor centrali ai structurii având P+6E-0.24g- Tc=1.6 s

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 10

0

20

0

30

0

40

0

50

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SA-T

SD-T

SA,D-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

2500

0 10

0

20

0

30

0

40

0

50

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SA-T

SD-T

SA,D-L



-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

0 10

0

20

0

30

0

40

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SB-T

SC-T

SB,C-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

0 10

0

20

0

30

0

40

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SB-T

SC-T

SB,C-L




-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

0 10

0

20

0

30

0

40

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SA-T

SD-T

SA,D-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

2000

0 10

0

20

0

30

0

40

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SA-T

SD-T

SA,D-T



-1000

-500

0

500

1000

1500

0 50

10

0

15

0

20

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SB-T

SC-T

SB,C-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

0 50

10

0

15

0

20

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SB-T

SC-T

SB,C-L



-1000

-500

0

500

1000

1500

0 50

10

0

15

0

20

0

N(k

N)

M(kNm)

C20A0

C20A1

C20A2

C20A3

SA-T

SD-T

SA,D-L

-1000

-500

0

500

1000

1500

0 50

10

0

15

0

20

0

N(k

N)

M(kNm)

C25A0

C25A1

C25A2

C25A3

SA-T

SD-T

SA,D-L



Denumirile curbelor de capacitate, N-M, conțin clasa betonului şi tipul armării longitudinale.

Pentru reprezentarea solicitărilor (punctele de coordonate N, M) s-au indicat denumirile stâlpilor, după axele structurii (SA, SD – stâlpii marginali, SB, SC – stâlpii centrali) şi direcția acțiunii seismice considerate în calcul (T – seism pe direcția transversală, L – seism pe direcția longitudinală).


C - 4.1. Comentarii

S-a optat pentru reprezentarea diagramelor de interacțiune în raport cu un sistem de referință care are axa N (y) cu sensul crescător de sus în jos pentru avantajul reprezentării pozițiilor punctelor (N, M) în concordanță cu pozițiile secțiunilor de calcul în structură, respectiv, în partea de jos a graficului apar eforturile corespunzătoare nivelurilor inferioare ale structurii (caracterizate prin valori mari ale lui N), iar in partea de sus, cele corespunzătoare nivelurilor superioare (caracterizate prin valori mici ale lui N).

S-au considerat curbele de capacitate întocmite pentru utilizarea atât a betoanului de clasă C20, cât şi a celui de clasă C25, pentru a evidenția efectul creşterii moderate a rezistențelor betonului.

Rezultatele analizelor efectuate arată că cerințele de rezistență sunt îndeplinite, în majoritatea secțiunilor de calcul, de combinația betonului de clasă minimă, C20, cu armarea minimă, A0. Totuşi, urmărirea riguroasă a îndeplinirii cerinței în toate secțiunile, conduce la adoptarea armării de tip A2, sau chiar, A3.

Concluziile urmează a fi testate cu metoda, mai precisă, a calculului la compresiune excentrică oblică, utilizând elipsa de interacțiune.

4.2. Calculul la acţiunea seismică bidirecţională

S-a efectuat pentru următoarele combinaţii ale acţiunii seismice:

EEdT “+” 0.30EEdL (1) EEdL “+” 0.30EEdT (2)

în care s-au utilizat notaţiile:

EEdT = efectele datorate aplicării acţiunii seismice pe direcţia transversală,

EEdL = efectele datorate aplicării acţiunii seismice pe direcţia longitudinală.

Relaţiile de verificare utilizate se bazează pe prevederile Eurocodului 2:

(MEdcT / MRcT)2+ (0.30MEdcL / MRcL)2 ≤ 1 (3) (MEdcL / MRcL)2+ (0.30MEdcT / MRcT)2 ≤ 1 (4)

în care s-au utilizat notaţiile: MEdcT, MEdcL = momentele încovoietoare de proiectare pe fiecare direcţie, MRcT, MRcL = momentele încovoietoare capabile pe fiecare direcţie, determinate pentru

armarea longitudinală minimă, A0.

În fig. 10÷17, se prezintă verificările efectuate pentru stâlpii centrali, respectiv, marginali ai cadrelor transversale, CT, respectiv, longitudinale, CL, pentru cele patru regimuri de înălțime şi caracteristicile seismice ale amplasamentului ag=0.24g, Tc=1.6 s, sursa Vrancea.

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)

(MEdcT/MRcT)2+(0.3MEdcL/MRcL)2

SB

SC

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)

(MEdcL/MRcL)2+(0.3MEdcT/MRcT)2

SB

SC

Control

Fig. 10 - Verificarea la compresiune excentrică oblică a stâlpilor centrali ai structurii P+8E-0.24g- Tc=1.6 s


0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control

Fig. 11 - Verificarea la compresiune excentrică oblică a stâlpilor marginali

ai structurii P+8E-0.24g- Tc=1.6 s

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SB

SC

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SB

SC

Control

Fig. 12 - Verificarea la compresiune excentrică oblicăa stâlpilor centrali


0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control



0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SB

SC

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SB

SC

Control

Fig. 14 - Verificarea la compresiune excentrică oblică a stâlpilor centrali



0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control



0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SB

SC

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SB

SC

Control

Fig. 16 - Verificarea la compresiune excentrică oblică a stâlpilor centrali ai structurii P+2E-0.24g- Tc=1.6 s

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control

0

3.2

6.4

9.6

12.8

16

19.2

22.4

25.6

28.8

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

H(m

)


SA

SD

Control

Fig. 17 - Verificarea la compresiune excentrică oblică a stâlpilor marginali ai structurii P+2E-0.24g- Tc=1.6 s

C - 4.2. Comentarii

Verificarea, reprezentată grafic, urmăreşte compararea valorii sumei pătratelor rapoartelor dintre momentele de proiectare şi momentele capabile, conform relațiilor (3) şi (4), cu valoarea de control evidențiată prin dreapta având abscisa egală cu unitatea.


Pentru cazul structurilor analizate, care au secțiunile stâlpilor de formă pătrată, momentele capabile pe cele două direcții, corespunzătoare forței axiale de calcul, sunt egale:

MRcT = MRcL= MRc (5)

iar elipsa de interacțiune devine un cerc având raza egală cu momentul capabil.

Relațiile de verificare devin:

(MEdcT / MRc)2+ (0.30MEdcL / MRc)2 ≤ 1 (6)

(MEdcL / MRc)2+ (0.30MEdcT / MRc)2 ≤ 1 (7) şi, în continuare:

[(MEdcT )2 +0.09 (MEdcL)2] / (MRc)2 ≤ 1 (8)

[(MEdcL )2 +0.09 (MEdcT)2] / (MRc)2 ≤ 1 (9)

Forma sub care au fost trecute relațiile de verificare arată că influența momentului de pe cea de a doua direcție este de 9%, ceea ce reprezintă un spor de cerință relativ redus.

5. Concluzii

Comparând cu rezultatele calculului simplificat unidirecțional, bazat pe reducerea la 70% a capacității la încovoiere, se constată că procedeul de calcul simplificat este excesiv de acoperitor față de metoda elipsei de interacțiune.

Bibliografie

[1] P100-1/2006 – Cod de proiectare seismică – Partea I – Prevederi pentru proiectare pentru clădiri, Regia AutonomăMonitorul Oficial, Bucureşti, 2006,

[2] P100-1/Proiectarea seismica a clădirilor. Volumul 2 - A. Comentarii şi exemple de calcul. Redactarea I. Contract 217/2005 MTCT, UTCB ctr. 158/2005,

[3] STAS 10107/0-90: Calculul şi alcătuirea elementelor structurale din beton, beton armat şi beton precomprimat, [4] SR EN 1992-1-1 Eurocod 2: Proiectarea structurilor din beton. Partea 1-1: Reguli generale şi reguli pentru

clădiri, [5] SR EN 1998-1 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistența la cutremur. Partea 1: Reguli generale,

acțiuni seismice şi reguli pentru clădiri, [6] Designers’ Guide to EN 1998-1 and EN 1998-5. Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance.

General rules, seismic action, design rules for building, foundation an retaining structures,, Series editor Haig Gulvanessian, 2005,

[7] Postelnicu, T., Munteanu, M. – Beton armat (note de curs) Partea I, UTCB, 1993, [8] Postelnicu., T. et al. – Proiectarea structurilor de beton armat în zone seismice, în curs de apariție, MarLink,

Bucureşti, 2012


SISTEM GIS DE ADMINISTRARE CENTRALIZATĂ PENTRU PROTECŢIA SITURILOR ARHEOLOGICE, ANSAMBLURILOR ŞI

MONUMENTELOR ISTORICE DIN ROMÂNIA

CENTRALLY MANAGED GIS SYSTEM FOR THE PROTECTION OF THE ROMANIAN ARCHAEOLOGICAL SITES, ENSEMBLES AND

HISTORICAL MONUMENTS

FLORINA VĂTAFU1

Rezumat: Aplicaţia de inventariere a siturilor arheologice româneşti, ansamblurilor şi monumentelor istorice este un sistem SIG cu administrare centralizată, proiectat să întreţină menţinerea funcţionalităţii şi analizei avansate a datelor geospaţiale şi parametrilor, şi producerii hărţilor şi rapoartelor utilizând o bază de date de tip “geodatabase” la nivel naţional privind monumentele istorice, ansamblurile şi siturile arheologice, cunoscute sub numele “Lista Monumentelor Istorice”(LMI). Scopul acestei aplicaţii este să faciliteze filialelor regionale participarea în suportul integrat de planificare a resurselor la nivel de judeţ şi la nivel guvernamental local, şi menţinerea datelor înregistrate prin cuvintele arheologic şi monument istoric din judeţe. Lucrarea prezintă caracteristicile modelului bazei de date utilizat pentru aplicaţie în vederea realizării unui SIG care să permită administrarea centralizată a informaţiei spaţiale. Scopul documentării a fost necesar pentru crearea structurii bazei de date spaţiale a aplicatiei, conform unei reprezentări cât mai completă şi corectă a informaţiei spaţiale, atât din punct de vedere spaţial, cât şi din punct de vedere a standardelor şi a interoperabilităţii din domeniul aplicaţiilor SIG.

Cuvinte cheie: SIG, standarde, interoperabilitate, situri arheologice

Abstract: The Romanian Archaeological Site, Ensemble and Historical Monument Inventory Application is a centrally managed GIS system, s designed to provide the functionality to maintain and analyse the geospatial and parametric data, and to produce maps and reports using a national-wide archaeological and historical monuments geodatabase, known as the ’’List of the Historical Monuments’’ (LHM). The purpose of this application is to facilitate the regional branches participation in and support of integrated resource planning at the county (called ’’judet’’) and local government level, and the maintenance of data on the historical record of archaeological work and historical monuments done in the counties. The study presents the caractheristics of model database usabled for the aplication in view of the implementation of a GIS that allowsthe centrally managed GIS System spatial information. The purpose of documentation was necessary for creating the scheme of aplication, according to a complete and accurate reprezentation of spatial informationand to the standards and interoperability of GIS domain aplications.

Keywords: GIS, standards, interoperability, archeological sites

1. Introducere

În ultimele decenii tehnologiile geospaţiale au cunoscut o dezvoltare rapidă şi diversificată. Sistemele de Informaţii Geografice / Geographic Information Systems (SIG/GIS) au participat la dezvoltarea acestor tehnologii, influenţând şi alte tehnologii, cum ar fi tehnologia de culegere a datelor geospaţiale, tehnologia de management, tehnologia reprezentării acestor informaţii.

Integrarea tehnologiilor spaţiale are în mare parte nucleul concentrat pe tehnologia GIS, această caracteristică fiind foarte des întâlnită în multe tipuri de aplicaţii, domenii şi programe de cercetare. 1 Ing., suport tehnic la ESRI România (Eng., Technical Support ESRI România), e-mail: [email protected]; [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Constantin Moldoveanu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Tehnologiile care au cunoscut o amploare deosebită în ultima perioadă de timp sunt Tehnologiile Server dedicate datelor geospaţiale bazate pe reţele internet/intranet, tehnologii care oferă oportunităţi noi de reprezentare şi distribuire a informaţiei spaţiale şi de realizare a unei Infrastructuri de Date Spaţiale la nivel Global / GeoSpatial Data Infrastructure ( GSDI), Naţional / National Spatial Data Infrastructure (NSDI) sau local.

Concretizarea celor susmenţionate va fi evidenţiată prin aplicaţia dezvoltată, care face obiectul “studiului de caz” din cadrul lucrării. Aceste obiective nu sunt uşor de realizat deoarece evoluţia tehnologiilor geospaţiale este foarte rapidă, ca şi schimbările la nivel de informaţie.

2. Evoluţia aplicaţiilor în domeniul Sistemelor de Informaţii Geografice

De-a lungul timpului, tehnologiile GIS au evoluat către structuri georelaţionale, structuri care au permis stocarea atributelor într-o bază de date relaţională şi conectarea acestora cu elementele geometrice, gestionate sub formă de fişiere. Formatul georelaţional are însă scalabilitate limitată. Structura de date duală înseamnă că un GIS nu poate folosi integral facilităţile unei baze de date relaţionale cum sunt copiile de siguranţă (back-up, recovery, replicate and fail-over). Pentru bazele de date grafice de dimensiuni mari se impunea utilizarea unei structuri complexe a cărei gestionare impunea utilizarea unor algoritmi de mare complexitate, iar partajarea informaţiei între aplicaţii era imposibilă. Pornind de la aceste considerente, s-a dezvoltat conceptul de bază de date geospaţială (geodatabase) care permite stocarea datelor spaţiale într-o bază de date relaţională. Baza de date geospaţială reprezintă cadrul de stocare şi de gestionare a datelor spaţiale. Aceste baze de date combină cele două cuvinte: “geo” (date spaţiale) şi “database” (depozit de date) pentru a crea un depozit central de date pentru stocarea şi gestionarea datelor.

Tendinţele dezvoltării aplicaţiilor GIS şi a tehnologiilor infrastructurilor hardware au condus la o expansiune continuă a capacităţilor GIS şi facilitarea de oportunităţi noi pentru mediul de afaceri.

Evoluţia aplicaţiilor GIS din clasa server şi a aplicaţiilor GIS mobile din ultima perioadă de timp, a făcut posibilă distribuirea funcţionalităţilor şi a datelor spaţiale de la servere centralizate de aplicaţii către diferite echipamente (dispozitive) mobile. Aceste tipuri de aplicaţii permit echipelor de operatori de teren realizarea unei game variate de operaţii spaţiale, ca de exemplu: cartografierea obiectelor spaţiale în teren, interogarea spaţială a datelor spaţiale, integrarea datelor spaţiale cu măsurători GPS, editarea datelor spaţiale, realizarea de planuri şi schiţe, dar şi accesul la serviciile Web GIS prin intermediul reţelelor de tip wireless.

În ultimul timp, s-a constatat o creştere a disponibilităţilor şi capacităţilor tehnologiilor de comunicare wireless, având ca efect îmbunătăţirea semnificativă în ceea ce priveşte conectivitatea comunicării dedicată unui număr foarte mare de utilizatori şi de asemenea, îmbunătăţiri ale aplicaţiilor mobile.

Această direcţie de dezvoltare a fost condusă de către Sistemele de Informaţii Geografice, care au influenţat şi alte tehnologii, cum ar fi cele de culegere a datelor geospaţiale, de management, dar şi de reprezentare a acestor informaţii. GIS-ul ocupă un loc central în mediul de integrare a tehnologiilor spaţiale, această caracteristică regăsindu-se în foarte multe tipuri de aplicaţii, domenii şi programe de cercetare.

La începutul anilor 70 ”noutăţile” constau în soluţiile GIS oferite la nivel de aplicaţii desktop, ulterior acestea fiind extinse către soluţii de tip organizaţie (enterprise) cu o abordare centralizată şi continuând astăzi cu abordări noi de tip asociat sau regional şi cu arhitecturi orientate pe servicii Web.


Tot în ultimii ani au cunoscut o dezvoltare rapidă şi tehnologiile server bazate pe reţele Internet/Intranet şi care sunt dedicate datelor geospaţiale. Tehnologia GIS din clasa server furnizează o gamă nouă de metode pentru distribuirea unei diversităţi de servicii Web de cartografiere, integrare a instrumentelor GIS şi a informaţiei geospaţiale pentru utilizatorii publici cu aplicaţii comerciale, cum ar fi: Google, aplicaţii bazate pe platforma Microsoft Web 2.0.

Toate aceste tehnologii oferă oportunităţi noi de distribuire şi reprezentare a informaţiei geospaţiale şi de realizare a unei Infrastructuri de Date Spaţiale la nivel Global (GSDI), Naţional (NSDI) sau local.

Este posibil ca aplicaţiile desktop să nu mai fie utilizate în viitor datorită costurilor prea mari necesare unor investiţii operaţionale IT. Strategiile de implementare a unor arhitecturi orientate pe servicii Web vor reduce riscul investiţiilor şi vor conduce către diversificare şi independenţa faţă de un anumit producător. [22]

Important de înţeles este conceptul de arhitectură orientată pe servicii (SOA) (Service - Oriented Architecture), cât şi modul de integrare a proceselor aferente mediului de afaceri, de control şi de gestionare a modificărilor tehnologice impuse de arhitecturile orientate pe servicii Web. Astăzi, organizaţiile care implementează o astfel de infrastructură SOA beneficiază de avantaje enorme prin asigurarea unei competitivităţi şi productivităţi eficiente.

Prin implementarea unei arhitecturi orientate pe servicii Web, trei caracteristici importante sunt îndeplinite: acces deschis la informaţiile existente, continuitate şi portabilitate, aceasta conducând către realizarea unei infrastructuri de date geospaţiale.

Este clar, că este necesară o schimbare a modalităţii de abordare a implementării sistemelor GIS de tip organizaţie (enterprise), care să permită interoperabilitatea şi cu alte sisteme informatice şi domenii de aplicaţii. Aceasta reprezintă o condiţie esenţială în contextul transpunerii Directivei Parlamentului European şi a Consiliului de Instituire a unei Infrastructuri de Informaţii Spaţiale în Comunitatea Europeană (INSPIRE).

Standardele privind bazele de date şi tehnologia Web oferă oportunităţi noi pentru o gestiune mai bună şi suport pentru un acces mai rapid al utilizatorilor la volume mari de resurse ale datelor geospaţiale.

Serviciile Web şi numărul bogat de protocoale de comunicare XML disponibile, eficientizează migrarea datelor între bazele de date distribuite şi locaţiile centralizate de stocare. Motoarele de căutare Web (Web search engines) şi serviciile standardizate de cartografiere Web oferă mijloacele necesare descoperirii şi consumării produselor informatice geospaţiale, integrate şi publicate de la un mediu comun – portal - cu datele furnizate de la o varietate de locaţii ale datelor distribuite.

3. Infrastructuri Naţionale de Date Spaţiale

3.1. Standarde şi Interoperabilitate

Scopul standardelor şi al tehnologiilor legate de interoperabilitate este de a permite utilizatorilor tehnologiilor GIS să realizeze sisteme care să poată fi implementate în conformitate cu direcţiile de dezvoltare a tehnologiei informaţiei (IT).

Standardele din domeniul tehnologiei informaţiei furnizează suportul pentru interoperabilitatea în domeniul GIS. În acest sens, standardele şi specificaţiile privind interoperabilitatea din domeniul GIS trebuie să se încadreze în contextul standardelor industriale din domeniul tehnologiei informaţiei.


În ultimii 25 de ani conceptele, standardele şi tehnologiile referitoare la implementarea interoperabilităţii în domeniul GIS au evoluat. Necesitatea standardelor este cerută şi de crearea metadatelor pentru datele geospaţiale, constituindu-se în suport pentru acestea. Metadatele furnizează utilizatorului informaţii esenţiale şi permit schimbul de date despre date.

Standardele referitoare la metadate identifică şi standardizează metadatele de care comunitatea utilizatorilor are nevoie pentru gestionarea şi partajarea datelor, cât şi pentru promovarea interoperabilităţii globale.

Datorită importanţei cruciale a metadatelor în construirea unei infrastructuri spaţiale, comunităţile GIS utilizează metadatele şi dezvoltă servere de metadate care permit utilizatorilor să identifice şi să evalueze date care provin din surse diferite şi sunt în diferite formate. Aplicaţiile GIS permit crerea, gestionarea şi editarea metadatelor stocate în format XML conform standardului Federal Geographic Data Commitee (FGDG) privind conţinutul metadatelor digitale geospatiale (Digital Geospatial Metadata), sau a celor conform cu standardul Geographic Information Metadata - ISO 19115 privind metadatele.

Cu ajutorul aplicaţiilor specializate în Metadata Services utilizatorii pot crea o bază de date centrală – online - care să permită publicarea şi distribuirea metadatelor prin intermediul Internetului.

Printre standardele utilizate în domeniul Sistemelor de Informaţii Geografice, se pot enumera:

− ISO 19108:2002 – standard internaţional care defineşte conceptele standard necesare pentru a descrie caracteristicile temporale ale informaţiei geografice prin abstractizarea entităţilor din mediul înconjurator; o parte din aceste standarde utilizate la descrierea informaţiei geospaţiale se referă la seria ISO 19100.

− Directive 2007/2/EC a Parlamentului şi Consiliului European din 14 martie 2007 stabileşte Infrastructura pentru Informaţia Spaţială în Comunitatea Europeana (INSPIRE);

− Federal Geographic Data Committee - Conţine standarde pentru Metadatele Geospaţiale Digitale FGDC-STD-001-1998.

− ISO 19115:2003 – Informaţia geografică a metadatelor (Geographic Information Metadata) – Standard internaţional care furnizează schema cerută pentru descrierea informaţiei geografice şi servicii. Furnizează informaţii despre identificare, întinderea zonei studiate (extend), calitate, structură spaţială şi temporală, referinţă spaţială şi distribuţia datelor geografice digitale;

− ISO/TS 19139:2007 - Standard Internaţional pentru definirea codului structurii .gml şi implementarea schemei XML derivată de la ISO 19115 (International Standard defining Geographic MetaData XML (gml) encoding, an XML Schema implementation derived from ISO 19115)).

− Strategia optimă pe termen lung ar trebui să se bazeze pe o infrastructură GIS completă, care să includă şi servicii Web, cu modele şi formate comune.

3.2. Infrastructuri de Date Geospaţiale

Un sistem informatic este gândit ca un ansamblu de obiecte funcţional-specializate, bazate pe algoritmi de calcul flexibili şi robuşti, care trebuie să asigure un grad ridicat de securitate şi siguranţă, dar şi portabilitate pe diferite platforme de lucru.


Gradul ridicat de normalizare a obiectelor existente în baza de date face posibilă ca manipularea tranzacţiilor, dar şi interogarea bazei de date şi timpul de răspuns să se realizeze foarte rapid, chiar şi pentru baze de date de dimensiuni mari.

La lansarea pe piaţă a unui produs sau unui serviciu trebuie ca acestea să îndeplinească anumite caracteristici din punct de vedere a calităţii. Printre proprietăţile care definesc calitatea sistemului se pot enumera: portabilitatea, extensibilitatea, viteza de răspuns, eficienţa, rigurozitatea, robusteţea, accesare rapidă, etc.

Conform standardelor ISO, calitatea unui produs sau unui serviciu este definită ca fiind “totalitatea caracteristicilor unei entităţi care au legătură cu capacitatea acesteia de a satisface anumite cerinţe exprimate şi sugerate” [ISO 8402, 1994].

Calitatea unui produs sau a unui serviciu se poate realiza cu ajutorul unui Sistem de Management al Calităţii Datelor.

Referitor la datele geospaţiale se poate vorbi despre o infrastructură de date geospaţiale ale cărei componente fundamentale sunt: producătorii de date, utilizatorii datelor şi organizaţiile instituţionale şi tehnologice care utilizează şi analizează aceste date.

Realizarea unei “societăţi informaţionale” implică necesitatea existenţei unei infrastructuri informatice care să conţină Infrastructurile de Date Geospaţiale (GSDI – GeoSpatial Data Infrastructure).

În realizarea suportului unei Infrastructuri de Date Geospaţiale un rol hotărâtor îl au standardele în domeniul Sistemelor de Informaţii Geografice.

Stabilirea standardelor necesare utilizatorilor de informaţie geospaţială este condiţionată de trei aspecte importante şi anume: Interoperabilitate şi acces la informaţii, portabilitate, continuitate.

Astăzi, prin utilizarea tehnologiilor Sistemelor de Informaţii Geografice (GIS), tehnologiilor satelitare de poziţionare (GPS) şi tehnologiilor din domeniul teledetecţiei se crează oportunităţi noi pentru realizarea unei baze de date centrale care să fie utilizată la reprezentarea informaţiei spaţiale şi la distribuirea acesteia şi, în mod implicit la realizarea unei Infrastructuri de Date Geospaţiale la nivel Global (GSDI), Naţional (NSDI) sau local.

4. Modelul bazei de date geospaţiale

Modelul geodatabase reprezintă cadrul de lucru pentru stocarea şi gestionarea datelor în ArcGIS, această structură păstrând o colecţie de seturi de date geografice (geographic dataset) de tipuri diferite.

Conceptul cheie al unui model de date orientat pe obiect constă în faptul că proprietăţile (atributele) unui obiect spaţial sunt strâns cuplate de comportamentul acestuia. Putem concepe un obiect spaţial ca fiind compus atât din atribute, cât şi din comportament (sau metode).

Formatul geodatabase oferă un mod unificat şi abstract de vizualizare a datelor geografice, înglobând date spaţiale, atribute şi comportament. Structura geodatabase este implementată ca o colecţie de tabele care se constituie în baza de date, administrată de un Sistem de Gestiune a Bazelor de Date, colecţie care se asociază cu componente software opţionale pentru a exprima un comportament complex relativ la structura datelor geospaţiale. Formatul geodatabase permite modelarea comportamentului datelor geografice şi capabilităţilor avansate ale acestora.[1] ***

În ceea ce priveşte structura geodatabase, există trei tipuri de geodatabase suportate de ArcGIS şi anume: File Geodatabase, Personal Geodatabase şi ArcSDE Geodatabase.


Structura geodatabase utilizată pentru aplicaţia dezvoltată care se constituie în “studiu de caz” în cadrul lucrării este o structură de tip file geodatabase – structură care stochează informaţia la nivel de folder şi care suportă toate tipurile de date care pot fi utilizate în ArcGIS.

Modelul de date spatiale de tip “geodatabase” pentru ansamblurile, monumentele istorice şi siturile arheologice care fac parte din Lista Monumentelor Istorice Oficiale publicată în 2004 stă la baza dezvoltării bazei de date geospaţiale pentru administrarea spaţiului arheologic, arhitectural şi resurselor istorice la nivel naţional.

Lista Monumentelor Istorice Oficiale publicată în 2004 şi constituind anexa 1 la Ordinul ministrului culturii şi cultelor nr. 2314/2004 a fost modificată şi înlocuită cu anexa care face parte integrantă din Ordinul ministrului culturii şi patrimoniului naţional nr. 2361/2010 emis în temeiul prevederilor art. 22, art. 26 alin. (1) pct. 4 din Legea nr. 422/2001, privind protecţia monumentelor istorice, republicată, cu modificările ulterioare, şi ale art. 11 alin. (1) şi (4) din Hotărârea Guvernului nr. 90/2010 privind organizarea şi funcţionarea Ministerului Culturii şi Patrimoniului Naţional, publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I, Nr. 670 bis/1.X.2010.

Aplicaţia dezvoltată va conţine informaţia despre ansamblurile, monumentele şi siturile arheologice şi clasificarea acestora ca monumente istorice, organizate în trei mari categorii, în concordanţă cu metodologia prezentată în inventarul monumentelor istorice.

În proiectarea schemei geodatabase, obiectivul principal urmărit a constat în asigurarea consistenţei, integrităţii şi preciziei datelor spaţiale care sunt stocate şi a produselor informatice rezultate din proiect, respectiv baza de date privind administrarea patrimoniului cultural naţional reprezentat de ansambluri, monumente istorice şi situri arheologice din zona studiată – judeţul Iaşi -, precum şi hărţile de distribuţie a locaţiilor aferente.

5. Concluzii

În contextul integrării în Uniunea Europeană şi implicit al unei analize mult mai elaborate impusă de principiile şi normele europene, în România au fost demarate o serie de proiecte importante care privesc toate sferele de activitate, printre care se numără şi activitatea de inventariere, conservare şi reabilitare a mediului natural şi artificial, deci şi a mediului construit cu valoare arhitecturală şi arheologică.

Deoarece nu există un sistem GIS cu administrare centralizată oferită de utilizarea unei baze de date relaţionale de tip “geodatabase” care să permită inventarierea siturilor arheologice româneşti, a monumentelor istorice şi ansamblurilor, studiul de caz al prezentei lucrări se doreşte a fi o aplicaţie la nivel de server care să permită o administrare centralizată a informaţiei spaţiale, să întreţină menţinerea funcţionalităţii şi analizei avansate a datelor geospaţiale şi parametrilor, producerii hărţilor şi rapoartelor utilizând o bază de date geodatabase la nivel naţional privind monumentele istorice şi siturile arheologice, cunoscute sub numele de “Lista Monumentelor Istorice”.

Realizarea aplicaţiei se bazează pe un ansamblu de politici, standarde, tehnologie şi resurse umane ce pot asigura suport pentru luarea deciziilor şi permit totodată, gestionarea şi utilizarea informaţiei.

Implementarea unui sistem GIS pentru patrimoniul imobil este necesară, evidentă şi urgentă, unul din scopurile aplicaţiei este acela de a deveni un instrument performant pentru luarea deciziilor în domeniul patrimoniului cultural, contribuind la mai buna monitorizare şi protecţie a acestuia, pentru asigurarea accesului şi serviciilor pentru utilizatori din domenii de activitate conexe sau alte domenii.


Soluţia proiectată la nivel de server în vederea furnizării unei arhitecturi multiutilizator puternică, cu integrare completă va include pârghiile platformei software-ului utilizat în aplicaţie - ArcGIS atât la nivel de desktop, cât şi la nivel de server -, iar rezultatul îl reprezintă întreţinerea unui sistem coerent GIS, în concordanţă cu legislaţia actuală pentru resursele patrimoniului cultural.

Cercetările din lucrare aduc o contribuţie însemnată la soluţionarea problematicii propuse, prin evidenţierea unor tendinţe de viitor concrete în utilizarea combinată a tehnologiilor GIS, cu tehnologiile satelitare de teledetecţie şi cele satelitare de poziţionare. Aceste tehnologii oferă astăzi oportuniţăţi noi de distribuire şi reprezentare a informaţiei spaţiale şi de realizare a unei Infrastructuri de Date Spaţiale la nivel Global (GSDI), Naţional (NSDI) sau local.

Analiza calităţii datelor geospaţiale ce vor fi integrate în GIS reprezintă o altă direcţie deosebit de actuală şi importantă abordată în această lucrare.

Tehnologia GIS, ca de altfel şi tehnologia GPS şi tehnologia de teledetecţie şi fotogrammetrie reprezintă metode de culegere, actualizare şi întreţinere a datelor spaţiale într-un sistem GIS, iar acurateţea acestor date depinde de tipul receptorului utilizat, de senzori şi de metodele de culegere şi de prelucrare a datelor spaţiale.

Din elementele prezentate mai sus, consider că lucrarea de faţă aduce contribuţii la soluţionarea problematicii propuse prin:

1. Realizarea unui sistem GIS administrat centralizat, proiectat să întreţină menţinerea funcţionalităţii şi analizei avansate a datelor geospaţiale şi parametrilor, şi producerii hărţilor şi rapoartelor utilizând o bază de date de tip “geodatabase” la nivel naţional privind ansamblurile, monumentele istorice şi siturile arheologice, cunoscute sub numele de “Lista Monumentelor Istorice”, conform standardelor europene existente în domeniul informaţiei geospaţiale.

2. Ansamblurile, monumentele istorice şi siturile arheologice vor putea fi identificate în mod unic atât prin COD_LMI (conform “Listei Monumentelor Istorice”), cât şi prin COD_RAN (Repertoriul Arheologic Naţional) în cadrul aceleaşi baze de date şi nu în tabele separate cum există în prezent.

3. Baza de date geospaţială a fost concepută şi realizată încât să permită stocarea informaţiei asociată ansamblurilor, monumentelor istorice şi siturilor arheologice la nivel naţional şi abstractizarea acestora prin puncte – atunci când delimitarea fizică nu este posibilă, fie prin poligoane atunci când delimitarea poate fi făcută cu precizie;

4. Structura bazei de date geospaţiale poate fi oricând modificată şi actualizată conform cerinţelor care pot apare în viitor;

5. Evidenţierea unor direcţii de viitor în utilizarea combinată a aplicaţiilor GIS cu tehnologiile GPS de măsurare care oferă precizie datelor, ca de altfel şi aplicaţiilor din teledetecţie;

6. Analiza şi studiul calităţii datelor care reprezintă un factor important în asigurarea integrităţii datelor în cadrul oricărui sistem informatic;

7. Stabilirea tipurilor de standarde cu impact major asupra calităţii informaţiei geospaţiale, pornind de la resursele hardware şi de reţele până la proiectarea bazelor de date şi a hărţilor rezultate;

8. Clarificarea celor trei aspecte importante: portabilitate, interoperabilitate/acces la informaţii şi continuitate în vederea realizării unei infrastructuri de date geospaţiale;


9. Utilizarea serviciilor web pentru crearea serviciilor web de hartă ce vor putea fi distribuite în diferite aplicaţii web pentru a face vizibile resursele cartografiate disponibile publicării informaţiei spaţiale - de exemplu, în cadrul aplicaţiilor geoportal;

10. Posibilitatea oferită utilizatorilor de servicii web GIS de a accesa atât date GIS şi funcţionalităţi în medii web, cât şi integrării cu propriile sisteme şi aplicaţii, nefiind necesară dezvoltarea, implementarea şi gestionarea unor instrumente GIS şi seturi de date specifice;

Problematica dezbătută în această lucrare nu este deloc epuizată, existând şi alte posibilităţi noi care se vor dezvolta pe viitor, cum ar fi dezvoltarea structurii bazei de date geospaţiale cu elemente noi, reguli noi şi comportament avansat generate de o analiză spaţială avansată şi detaliată a datelor. În acest sens se recomandă o colaborare strânsă între specialiştii din diferite domenii de activitate, cum ar fi arheologie, istorie, geografie, tehnologia informaţiei şi nu în ultimul rând baze de date geospaţiale sau nonspaţiale.

De asemenea, consider că lucrarea de faţă prezintă interes şi prin faptul că, prin problematica dezbătută asociază domenii diferite – arheologie, arhitectură, istorie, geografie, baze de date, etc. – în vederea creării unui sistem GIS cu administrare centralizată pentru protecţia siturilor arheologice, ansamblurilor şi monumentelor istorice din România.

În urma analizelor spaţiale şi cercetărilor efectuate în lucrare, se desprinde foarte clar necesitatea adoptării şi în ţara noastră a unor standarde pentru definirea tipurilor de obiecte spaţiale, care să permită interoperabilitatea cu alte sisteme informatice şi domenii de aplicaţii, condiţie esenţială în contextul integrării României în structurile Uniunii Europene în 2007.

Bibliografie

[1] Arctur, D., Zeiler M., 2004 - Designing Geodatabases: Case studies in GIS data modeling, ESRI Press, 2004

[2] Brewer, C. A., 2005 - Designed Maps A Sourcebook for GIS Users, ESRI Press, 2005 [3] Brewer, C. A., 2008 - Designing Better Maps, A Guide for GIS Users, ESRI Press, 2008 [4] Date, C. J., 2000 - An introduction to Database systems, 2000 [5] Groot, R., McLaughin, J., 2000 - Geospatial Data Infrastructure – Concepts, cases and good practice,

Oxford University Press, 2000 [6] Harmon, J. E., Anderson, S. J. 2003 - The design and implementation Geographic Information Systems,

John Willey&Son Inc., 2003 [7] Longley, P.A., Goodchild, M.F., Maguire, D.J., Rhind, D.W., 2001 – Geographic Information Systems and

Science, John Willey&Son Inc., 2001 [8] Maantay, J., Ziegler J, 2006 - GIS for the Urban Environment, ESRI Press, 2006 [9] Maguire, D., Batty, M., and Goodchild, M. editors, 2005 - GIS, Spatial Analysis, and Modeling, ESRI

Press, 2005 [10] Maguire, D., Kouyoumjian, V., and Smith, R., 2008 - The Business Benefits of GIS An ROI Approach,

ESRI Press, 2008 [11] Maitra Binder J., 2003 – FGDC, Geospatial standards, 2003 [12] Masser, I., 2005 - GIS worlds: Creating spatial data infrastructures, ESRI Press, 2005 [13] Mitchell, A., 1999 - The Esri Guide to GIS Analysis, Volume 1 - Geographic Patterns and Relationships,

ESRI Press, 1999 [14] Mitchell, A., 2005 - The Esri Guide to GIS Analysis, Volume 2 - Spatial Measurements and Statistics, ESRI

Press, 2005 [15] Moellering, H., Aalders, H.J.G.L. & Crane, A., 2005 - World Spatial Metadata Standards, Editura Elviser

Ltd., 2005 [16] Moldoveanu, C., 2006 - Geodezie, Editura Matrix, 2006 [17] Munteanu, C., 2004 - Cartografie, Editura Matrix, 2004 [18] Neuner, J., 2000 – Sisteme de poziţionare globală, Editura MatrixRom, Bucureşti 2000 [19] Onsrud, H., editor, 2007- Research and Theory in Advancing Spatial Data Infrastructure Concepts, ESRI

Press, 2007 [20] Pamuk, A., 2006 - Mapping Global Cities: GIS Methods in Urban Analysis, ESRI Press, 2006


[21] Parlow, E., 1996 – Progress in Environmental Remote Sensing Research and Applications, A.A. Balkema, Rotterdam 1996

[22] Peters, D., 2008 - Building a GIS, System Architecture Design Strategies for Managers, ESRI Press, 2008 [23] Petrescu – Dîmboviţa, Mircea, 2004 – Cucuteni – Cetăţuie. Monografie arheologică [24] Săvulescu, C., Bugnariu, T., Sârghiuţă, R., Turcu, L., Abdulamit, A., Barbu, C., 2000 – Fundamente GIS,

Editura *H*G*A*, Bucureşti 2000 [25] Scally, R., 2006 - GIS for Environmental Management, First edition, ESRI Press, Redlands, California 2006 [26] Pinde Fu and Jiulin Sun, 2010 – Web GIS: Principles and Applications, ESRI Press, 2010 [27] Terry, K.S., 2000 – Integrating GIS and the Global Positioning System, ESRI Press, 2000 [28] Thurston, J., Poiker, T.K., Moore, J.P., 2003 – A guide to GPS, GIS and Data logging, John Willey&Son

Inc., 2003 [29] Tomlinson, R., 2007 - Thinking about GIS, revised and updated edition: Geographic information system

planning for managers, ESRI Press, 2007 [30] Zeiler, M., 2004 - Modeling Our World: The Esri Guide to Geodatabase Concepts, Second Edition, ESRI

Press, 2004

INTERNET

[1] Enviromental Systems Research Institute, http://www.esri.com/ [2] S.C. ESRI ROMÂNIA, http://www.esriro.ro/ [3] GEOSYSTEMS, http://www.geosystems.com/ [4] http://www.inmi.ro/ [5] http://www.esri.com/software/standards/interopdownload.html [6] http://www.esri.com/standards [7] http://inspire.jrc.it/reports/ImplementatingRule_v3_20071026.pdf) [8] http://www.ec-gis.org/inspire/directive/I 10820070425en00010014.pdf [9] http://www.ntt.co.jp/tr/0306/files/ntr200306071.pdf [10] http://www.fgdc.gov/standars/projects/FGDC-standards-projects/metadata/base-metadata/v2_0698.pdf [11] http://www.esri.com/datamodels [12] http://dublincore.org/groups/languages [13] http://www.monumenteiasi.ro


STUDII PARAMETRICE ASUPRA COMPORTĂRII COMPONENTELOR SPRIJINIRII PRIMARE ÎN N.M.A.

PARAMETRIC STUDIES ON BEHAVIOUR OF N.A.T.M. PRIMARY SUPPORT COMPONENTS

MIHAI-IULIAN ZAHARIA1

Rezumat: Articolul prezintă, la început, o scurtă descriere a Noii Metode Austriece (N.M.A.), o prezentare a stadiului actual al studiului comportării componentelor sprijinirii primare, conform literaturii de specialitate și o prezentare a metodelor clasice de calcul. O serie de analize tridimensionale cu element finit și studii parametrice au fost realizate pentru a investiga comportarea componentelor sprijinirii primare în N.M.A. (Noua Metodă Austriacă), considerate individual sau în combinații. A fost analizată influența diferiților parametri caracteristici (momentul instalării, rigiditate, lungime, etc), pentru fiecare componentă a sprijinirii primare, asupra unor parametri de control (deplasări, eforturi în inelul de rocă, etc). Au fost realizate, de asemenea, studii parametrice comparative între componentele sprijinirii primare, considerate individual, cât şi în diferite combinaţii între acestea (ancore şi torcret, ancore şi cintre, cintre şi torcret). Pentru a pune în evidenţă rolul şi importanţa momentului de instalare a sprijinirii finale (căptuşeala interioară), a fost simulat întregul proces tehnologic, inclusiv cu căptuşeala interioară. În final, au fost prezentate concluzii pentru fiecare etapă a analizei şi concluzii generale.

Cuvinte cheie: N.M.A., investigații numerice, componentele sprijinirii primare, căptușeală interioară

Abstract: The paper presents, firstly, a short description of the New Austrian Tunnelling Method (N.A.T.M.), a presentation of the current state of the study on the behavior of the primary support components, according to the literature and a presentation of the classical calculation methods. A series of systematic, three-dimensional finite element analyses and parametric studies was carried out to investigate the behaviour of NATM primary support components, independent or coupled. The influence of various characteristic parameters (moment of installation, rigidity, length etc.), for each type of primary support components, on some control parameters (displacements, stresses in rock ring etc.) is analyzed. Comparative parametric studies were also made between primary support components, individual or in various combinations (anchors and shotcrete, anchors and steel ribs, steel ribs and shotcrete). To emphasise the role and the importance of the installation moment of the final support (internal lining), the entire technological process was simulated, including also, the internal lining. Conclusions for each step of the analysis and the general conclusions are finally done.

Keywords: N.A.T.M., numerical investigations, the primary support components, final internal lining

1. Introducere

Noua Metodă Austriacă (N.M.A.) a fost propusă ca termen de către Rabcewicz [1] și este descrisă ca o metodă modernă de tunelire cu două căptușeli (primară și finală). Un element cheie al N.M.A. îl reprezintă sprijinirea primară, care trebuie să păstreze și să îmbunătățească rezistența inelului de rocă și să prevină prăbușirea tunelului. Sprijinirea primară este alcătuită din torcret, ancore și elemente suplimentare de sprijinire, cum ar fi cintrele sau arcele cu zăbrele.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges), email: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Teodor Iftimie, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, (Professor PhD. Eng., Technical University of Civil Engineering Bucharest)


Rolul și comportarea unor componente ale sprijinirii primare (torcret, ancore) au fost studiate în diverse publicaţii din literatura de specialitate.

Boldini [2] a studiat interacțiunea dintre torcret și teren în două etape. Prima etapă constă în simularea excavării unui tunel și aplicarea torcretului prin investigaţii numerice parametrice. Etapa a doua constă în analiza unui caz real (tunel Raticosa), unde torcretul a fost aplicat ca sprijinire pe termen scurt.

Cong Le Van [3] a realizat, o analiză numerică a interacțiunii dintre ancore și masa de rocă, prin studii parametrice și de optimizare prin varierea unor parametri (lungime, distribuție etc.), pentru o serie de mine de cărbune din Vietnam.

În lucrarea de față se urmărește optimizarea componentelor sprijinirii primare în N.M.A., prin realizarea unor studii parametrice și comparative, pentru toate componentele, considerate, atât individual, cât și în diferite combinații. Pentru aceasta a fost analizată influența diferiților parametri caracteristici pentru fiecare tip de sprijinire primară asupra unor parametri de control.

2. Metode de calcul clasice ale componentelor sistemului de sprijinire primare în N.M.A.

Excavarea unui tunel schimbă starea inițială de eforturi din masa de rocă într-o stare de eforturi secundară, mai nefavorabilă. Zona din jurul unui tunel, unde are loc procesul de redistribuție a eforturilor, este numită arc de rocă. În conceptul N.M.A., sistemul exterior de sprijinire este compus din arcul de rocă și componentele sprijinirii primare (ancore, torcret și cintre din oțel sau arce cu zăbrele).

Calculul componentelor sprijinirii primare poate fi efectuat cu metode empirice, metode analitice sau cu metode numerice.

Prin metodele empirice se poate estima tipul de sprijinire primară. Evaluările empirice se bazează pe clasificarea rocilor, observații pe numeroase cazuri reale și pe experiența inginerilor. Două sisteme de evaluare empirică sunt utilizate la scară largă și cu succes, criteriul RMR și sistemul Q. Aceste sisteme de clasificare au unele lipsuri, dar ele pot fi utile în etapele preliminare ale unui proiect.

Metoda empirico-analitică a lui Rabcewicz [1], bazată pe un mecanism de rupere prin forfecare a terenului și a sistemului de sprijinire, este destul de practică. Cu toate acestea, a devenit foarte rar utilizată în proiectare, deoarece nu ține seama de interacțiunea teren-sprijinire și nu permite evaluarea deformațiilor în teren.

Metoda convergență-fretare este o metodă analitică care constă în definirea relației dintre presiunea radială internă și deplasarea radială pe conturul unui tunel circular aflat într-un mediu izotrop, omogen și elasto-plastic, supus stării de eforturi hidrostatice. Aceasta înlocuiește problema tridimensională în zona frontului, cu o problemă plană bidimensională a interacțiunii teren-sprijinire. Metoda poate fi foarte utilă în fazele preliminare de proiectare pentru estimarea calitativă a comportării rocii în timpul procesului de excavare, pentru studii parametrice și pentru estimarea calitativă a sistemului de sprijinire. În general, poate fi aplicată pentru tunelele de adâncime, excavate într-o masă de rocă slabă, în cazul în care se produce efectul de rupere prin forfecare şi numai pentru a compara calitativ diferite soluţii de sprijinire.

Analiza interacțiunii teren-sprijinire este realizabilă prin modelări tridimensionale cu ajutorul metodelor numerice (metoda elementului finit sau metoda diferențelor finite), numite metode ale solidului compozit. Cu ajutorul acestor metode se pot modela: - toate tipurile de geometrii și structuri; - diferite tipuri de teren cu diferiți parametri geomecanici și legi constitutive; - fazele de excavație ale tunelului și de instalare a componentelor sprijinirii.


3. Analize numerice și studii parametrice

O serie de analize tridimensionale cu element finit și studii parametrice au fost realizate pentru a investiga comportarea componentelor sistemului de sprijinire primar (torcret, ancore, cintre) în N.M.A., considerate separat sau în diverse combinații. A fost analizată influența diferiților parametri caracteristici (momentul instalării, rigiditate, lungime etc.), pentru fiecare tip de sprijinire primară, asupra unor parametri de control (deplasări, eforturi în inelul de rocă etc.). Analizele au fost făcute pentru o secțiune transversală a unui tunel rutier executat cu N.M.A. în rocă slabă (fig. 1), utilizând programul de calcul automat cu elemente finite Plaxis 3D Tunnel.

Fig. 1 - Secțiune transversală tunel rutier Fig. 2 - Modelarea 3D pe faze de execuţie

Modelul adoptat este un model tridimensional cu un domeniu de 70 m înălţime, 70 m lăţime și 34 m lungime. Acoperirea luată în calcul este de 29 m. Datorită simetriei, secțiunea transversală a tunelului, a fost modelată pe jumătate (fig. 2).

Terenul este modelat cu ajutorul unei legi liniar elasto-plastice, caracterizată prin criteriul de cedare Mohr-Coulomb. Ancorele sunt modelate cu elemente de tip bară, unidimensionale, având doar rigiditate axială și o comportare liniar elastică. Torcretul și cintrele au fost modelate cu elemente bidimensionale de tip placă.

Masa de rocă este caracterizată prin următorii parametri:

γ = 22 kN/m3, c = 50 kN/m2, φ = 27˚, E = 1 x 105 kN/m2, ν = 0.3. Parametrii semnificativi ai componentelor sprijinirii sunt:

− pentru ancore și cintre E = 2,1 x 108 kN/m2

− pentru torcret și căptușeala interioară: E = 2,9x107 kN/m3 (C20/25), E = 3,2 x 107 kN/m2 (C30/37), E = 3,35 x 107 kN/m2 (C35/45), ν = 0.2;

Pentru simularea fazelor de execuție s-a considerat urmatorul proces tehnologic:

− realizarea excavației pe tronsoane de câte 2 m, în final rămânând 10 m neexcavați;

− realizarea susținerii primare (ancore, torcret sau cintre);

− realizarea căptușelii interioare.

Numărul și componența fazelor, diferă funcție de modelul adoptat pentru fiecare tip de analiză. Spre exemplu, pentru modelele cu ancore s-au simulat 12 faze.


Pentru a investiga influența diferiților parametrii caracteristici (momentul instalării, rigiditatea, lungimea, grosimea, etc), asupra componentelor sprijinirii primare, au fost propuse și analizate 35 de modele (fig. 3), considerând conturul tunelului nesprijinit (grupa A), cu sprijinire primară (grupa B) și cu sistemul de sprijinire final, inclusiv cu căptușeala interioară (grupa C).

Fig. 3 - Modele de calcul

Rezultatele analizelor numerice pun în evidență o serie de concluzii bazate pe urmărirea și compararea principalilor parametri de control: - deplasări, reprezentate sub formă de tabele, grafice la cheie și izovalori; - eforturi în inelul de rocă prin tabele, izovalori și direcții principale; - cercuri ale lui Mohr; - coeficient de siguranță; - curbe caracteristice şi presiuni de echilibru; - forţe axiale în ancore şi presiuni de fretare; - forţe axiale şi momente încovoietoare.

Analiza formei neregulate a conturului excavației arată o influență defavorabilă asupra deplasărilor și a eforturilor, mărimea abaterilor depinzând de dimensiunile neregularităților. Neregularitățile mari conducând la concentrări mari de eforturi (tabel 1 și fig. 4).

Tabelul 1

Comparația eforturilor (σxx și σyy) în zona unei neregularități

Model Parametri

A1(contur uniform)

A2 (contur neregulat)

σxx 77,99 84,85 σyy 85,35 103,65


A1 A2

Fig. 4 - Eforturi principale totale pentru modelele A1 (contur uniform) și A2 (contur neregulat)

Pentru studiul comportării ancorelor, a fost analizată influența următorilor parametri caracteristici - lungime, distribuție, momentul instalării și existența plăcuței - asupra principalilor parametri de control. Calculele pun în evidenţă următoarele concluzii:

− Ancorele au rol de ramforsare și de creștere a capacității portante a inelului de rocă;

− Lungimea ancorelor are influență favorabilă asupra deplasărilor care scad și asupra eforturilor și a presiunilor de fretare care cresc (fig. 5), realizând o presiune de echilibru mai mare;

− Modificarea distribuției ancorelor prin reducerea distanței dintre ele, în sens transversal, conduce la reducerea deplasărilor, la creșterea eforturilor, presiunii de echilibru și coeficientului de siguranță (raportul razelor Cercului lui Mohr, rază model nesprijinit/rază model sprijinit) și la reducerea presiunilor de fretare;

− Modelarea plăcuței este importantă, prin aportul adus la stabilitatea ansamblului teren-sprijinire, prin reducerea deplasarilor şi creşterea eforturilor în inelul de rocă.

Fig. 5 - Izovalori deplasări și grafic presiuni de fretare pentru modelul cu ancore de 6m (B1a3b1).

Pentru studiul comportării betonului torcretat, a fost analizată influența următorilor parametri caracteristici -rigiditate, momentul instalării și întărirea în timp a betonului - asupra principalilor parametri de control. Studiul conduce la următoarele concluzii:

− Influența variaţiei rigidității torcretului asupra eforturilor secționale (N, M), prin varierea grosimii (10 cm, 15 cm sau 20 cm) și clasei betonului, arată o creștere a acestora, ceea ce conduce la o încărcare mai mică a căptușelii interioare;


− Influența momentului instalării prin varierea distanței de aplicare față de front, demonstrează reducerea deplasărilor (fig. 6), îmbunătățirea stării de eforturi, obținerea unui coeficient de siguranță mai favorabil, creșterea presiunii de echilibru și creșterea eforturilor secționale (N şi M), corespunzător cu reducerea distanței față de front;

− Influența modelării întăririi în timp a betonului torcretat trebuie luată în considerare, având în vedere rezultatele obținute (creșterea deplasărilor, reducerea presiunii de echilibru și reducerea eforturilor secționale), care conduc la creșterea solicitărilor în căptușeala interioară;

Fig. 6 - Diagrama de deplasări verticale la cheie pentru: A1, B2a2b2d1, B2a2b2d2 și B2a2b2d3

Studiul comportării cintrelor, prin analiza influenţei parametrilor caracteristici (rigiditate, distanţă şi momentul instalării), pune în evidenţă următoarele concluzii:

− Influența rigidității cintrelor prin varierea secțiunii (HEM I140, HEM I200 sau HEM I240) asupra eforturilor secționale (N, M) arată o creștere a acestora, ceea ce conduce la o încărcare mai mică a căptușelii interioare;

− Cintrele montate la o distanță mai mică au o comportare mai favorabilă, evidențiată prin reducerea deplasărilor, creșterea presiunii de echilibru (fig. 7) și creșterea eforturilor secționale, care conduc la reducerea solicitărilor în căptușeala interioară.

Fig. 7 - Curbele caracteristice pentru: A1, B3a2b1 şi B3a2b2

Presiunea de echilibru (Pe) crește de la 20,84 KN/m2 în cazul utilizării cintrelor la distanța de 2 m (B3a2b2) la 31,53 KN/m2 pentru cintre la distanța de 1m (B3a2b1), conform fig. 7.

Din compararea comportării celor trei componente ale sistemului de sprijinire primar (ancore de 4 m - model B1a2b1c2, torcret de 15 cm - model B2a2b2d2 şi cintre HEM I140 - model B3a1b2c2), rezultă că torcretul are comportarea cea mai bună, având deplasările cele mai mici, eforturile, coeficientul de siguranță, presiunea de echilibru, forțele axiale și momentele încovoietoare cele mai mari.


De exemplu, valorile coeficientului de siguranță determinat din fig. 8, pentru modelele cu ancore (B1a2b1c2) este de 1,28, cu torcret (B2a2b2d2) este 3,59, iar în cazul cintrelor (B1a2b1c1) este 1,10. Se constată că torcretul are cel mai mare coeficient de siguranță.

Fig. 8 - Cercul lui Mohr pentru: A1, B1a2b1c2, B2a2b2d2 și B3a1b2c2

Din comparația modelor B4a (ancore L=6 m și torcret h=15 cm), B4b (ancore L=6 m și cintre HEM I140) şi B4c (cintre HEM I140 și torcret h=15 cm), rezultă că cea mai bună combinație este cea cu cintre și torcret (B4c), deoarece deplasările sunt mai mici, eforturile, coeficientul de siguranță, presiunea de echilibru, forțele axiale și momentele încovoietoare sunt mai mari (tabel 2 şi fig. 9, 10), preluând mai mult din încărcările din masiv şi încărcând mai puţin căptuşeala interioară.

Tabelul 2

Forțe axiale și momente pentru modelele: B4a, B4b și B4c.

Model B4a B4b B4c

Forță axială, N (KN) 707 792 1100 Moment încovoietor, M (KNm) 19,60 15,78 25,49

B4a B4b B4c B4a B4b B4c

Fig. 9 - Forțe axiale: B4a, B4b și B4c Fig. 10 - Momente încovoietoare: B4a, B4b și B4c

Pentru modelarea procesului de execuție complet a fost simulată instalarea, atât a componentelor susținerii primare, cât și a susținerii finale (căptușeala interioară).

Au fost analizate 2 modele: C1 - instalarea căptușelii interioare la 10 m față de front (faza 6); C2 - instalarea căptușelii interioare la 14 m față de front (faza 8). Dacă căptușeala interioară este instalată mai târziu, se încarcă mai puțin, deoarece până la intrarea în lucru a acesteia, deplasarea terenului este preluată de susținerea primară.

Forțele axiale (fig. 11.) și momentele încovoietoare (fig. 12) în căptușeala interioară sunt: pentru modelul C1, N = 810,28 kN și M = 47,20 kNm, iar pentru modelul C2, N = 481,80 kN și M = 29,69 kNm.


Pentru a determina momentul optim de instalare a căptușelii finale, se fac măsurători de convergență în situ. Se poate ajunge până la capacitatea maximă a ansamblului teren-sprijinire primară, astfel încât, eforturile rezultate în căptușeala interioară să fie minime.

Tendința actuală este de a se utiliza căptușeli armate cu fibre, în unele cazuri chiar și nearmate.

B4c1 B4c2 B4c1 B4c2

Fig. 11 - Forțe axiale (N) în căptușeala interioară Fig. 12 - Momente încovoietoare (M) în căptușeala interioară

4. Concluzii

Rezultatele analizelor numerice pun în evidență o serie de concluzii cu privire la comportarea și rolul componentelor sprijinirii primare asupra rezistenţei și stabilităţii unui tunel realizat cu N.M.A.: − În analizele numerice trebuie să se ia în considerare forma neregulată a conturului excavat; − Ancorele au rol de ramforsare și de creștere a capacității portante a inelului de rocă; − Studiul comportării ancorelor a scos în evidență influența favorabilă a lungimii, distribuției

și a plăcuțelor asupra deplasărilor și eforturilor din inelul de rocă, a cărui capacitate crește; − Momentul instalării este foarte important pentru toate componentele sprijinirii primare și

trebuie să fie atent adoptat pentru a obține o sprijinire primară optimă; − Compararea componentelor sprijinirii primare duce la concluzia că torcretul este componenta

principală a sprijinirii, ca urmare a acțiunii continue ca placă, comparativ cu ancorele sau cintrele, care acționează punctual;

− Din comparația combinatiilor de câte două componente, rezultă că cea mai bună combinație este cea cu cintre și torcret;

− Comportarea căptușelii interioare este influențată de momentul instalării. Aceasta se introduce în lucru pe baza unui proces de monitorizare care stabilește momentul optim de instalare, pentru obținerea unor solicitări minime. Tendința actuală este de a se utiliza căptușeli armate cu fibre, în unele cazuri, chiar și nearmate.

Bibliografie

[1] Rabcewicz, L. V - The New Austrian Tunnelling Method, Water Power, November- December 1964, January 1965;

[2] Boldini, D - Deep tunnels in weak rock-masses: analysis of the ground-shotcrete interaction, Ph.D. Thesis, Dipartimento di Ingegneria Strutturale e Geotecnica, Facoltà di Ingegneria - Università di Roma La Sapienza, 2003;

[3] Le, V.C - Numerical analysis of the interaction between rockbolts and rock mass for coal mine drifts in Vietnam, Dissertation, Von der Fakultät für Geowissenschaften, Geotechnik und Bergbau der Technischen Universität Bergakademie Freiberg, 2008;

[4] Zaharia, M and Iftimie, T - 3D numerical investigations on behaviour of NATM primary support components, WTC 2012, Bangkok, may 2012.

Documents

Buletin stiintific 4 - bs.rs.utcb.robs.rs.utcb.ro/arh/arhiva2012/doctoral_nr4_2012.pdf · ZIDĂRIA CONFINATĂ CU GRILE POLIMERICE ... Cuvinte cheie: perete cortină, modelare numerică,