3

CUPRINS PREFAŢĂ 5 Cap. 1. DEGRADĂRI, AVARII ŞI ACCIDENTE.

PRINCIPALII FACTORI DE CAUZALITATE 7 1.1. Acţiunile climatice 1.2. Cutremurele de pământ 1.3. Coroziunea 1.4. Fenomenul de fragilizare a oţelului 1.5. Fenomenul de destrămare lamelară 1.6. Pierderea stabilităţii locale sau generale 1.7. Slăbirea niturilor 1.8. Fenomenul de îmbătrânire a oţelului 1.9. Fenomenul de oboseală 1.10. Alte cauze majore de producere

a avariilor şi accidentelor Cap.2. INSPECŢIA TEHNICĂ A PODURILOR.

PROBLEMATICA UZURII 34 2.1. Inspecţia tehnică a podurilor metalice 2.2. Definirea operaţiilor de întreţinere şi reparaţie 2.3. Uzura în regim normal de exploatare 2.4. Exemple de accidente şi avarii majore la poduri metalice 2.5. Noţiuni de fiabilitate a structurilor Cap.3. MĂSURI PREVENTIVE DE REDUCERE

A UZURILOR FIZICE STATICE 57 3.1. Protecţia anticorozivă 3.2. Alegerea materialelor pentru construcţii sudate 3.3. Calitatea şi controlul calităţii sudurilor 3.4. Măsuri de reducere a tensiunilor

şi deformaţiilor din sudare 3.5. Oţelul structural Cap. 4. DETERIORĂRI LA TABLIERELE C.F. SUDATE.

VIBRAŢII ŞI EFECTE DINAMICE 92 4.1. Deteriorări prin fisurare. Factori de cauzalitate 4.2. Remedierea fisurilor din elemente 4.3. Măsuri de prevenire a fenomenelor de

fisurare la tablierele metalice sudate 4.4. Vibraţii şi efecte dinamice

4

Cap. 5. REPERE DIN STRUCTURĂ CARE INFLUENŢEAZĂ STAREA TEHNICĂ GENERALĂ A PODULUI 107

5.1. Calea podurilor feroviare 5.2. Compensatori de cale.

Dispozitive pentru ghidarea roţilor deraiate 5.3. Aparate de reazem 5.4. Îmbinarea elementelor Cap. 6. REPARAŢII - REABILITĂRI - CONSOLIDĂRI 139 6.1. Aspecte generale 6.2. Elemente cu deformaţii sau ruperi 6.3. Îndreptarea deformaţiilor 6.4. Reparaţii efectuate prin sudură electrică manuală 6.5. Consolidarea prin înlocuire de bare sau elemente 6.6. Consolidări având ca scop reducerea vibraţiilor excesive 6.7. Consolidări în vederea reducerii

tendinţei de voalare a tablelor 6.8. Consolidări prin introducerea unor

bare suplimentare în sistem 6.9. Consolidarea în vederea împiedicării

pierderii stabilităţii generale a tălpii comprimate 6.10. Consolidări prin transformarea suprastructurii

metalice în structură mixtă oţel-beton 6.11.Consolidări prin sporirea secţiunii Cap. 7. CONSOLIDĂRI PRIN PRETENSIONARE ŞI CU

TIRANŢI RIGIZI DIN PROFILE LAMINATE 170 7.1. Aspecte generale 7.2. Tiranţi pentru pretensionare 7.3. Consolidarea grinzilor cu tiranţi rigizi Cap. 8. CONSOLIDAREA PRIN TRANSFORMAREA STRUCTURII

METALICE ÎN STRUCTURĂ COMPUSĂ OŢEL-BETON 181 8.1. Aspecte generale 8.2. Bazele calculului grinzilor cu secţiune compusă oţel-beton Cap. 9. RESTABILIREA CIRCULAŢIEI ÎN

CAZUL PODURILOR AVARIATE 205 9.1. Restabilirea provizorie 9.2. Restabilirea definitivă 9.3. Reconstrucţia podurilor 9.4. Podeţe şi poduri provizorii APLICAŢII ŞI ANALIZE NUMERICE 223 BIBLIOGRAFIE

267

5

PREFAŢĂ Structurată în nouă capitole cu tematică specifică obiectului abordat şi o anexă care include aplicaţii şi analize numerice, lucrarea Reabilitarea podurilor metalice se adresează studenţilor din ultimul an de studiu ai specializării Căi ferate drumuri şi poduri şi studenţilor de la ciclul II de studiu, cel de Master, cu diferite specializări în domeniul construcţiilor, dar, în acelaşi timp, lucrarea poate fi utilă şi specialiştilor care îşi desfăşoară activitatea în domeniul proiectării şi execuţiei podurilor şi construcţiilor metalice. Lucrarea, elaborată prin sinteza unui bogat material bibliografic din ţară şi din străinătate, urmăreşte oferirea informaţiilor de bază cu privire la factorii de cauzalitate privind degradarea suprastructurilor podurilor metalice, până la stadiul de producere a unor avarii şi accidente grave, prezentarea unor metode de întreţinere în exploatare, dar, urmăreşte cu deosebire prezentarea principiilor şi a metodelor care stau la baza proiectării şi execuţiei lucrărilor de reparaţie, reabilitare şi consolidare a suprastructurilor de poduri metalice. Calculul consolidărilor este adaptat la normele europene de proiectare (eurocoduri), ceea ce conferă lucrării un grad ridicat de originalitate, materializat şi prin aplicaţiile numerice prezentate în Anexă. S-a urmărit ca lucrarea să fie cât mai bine sistematizată, să fie clar prezentată şi la un nivel care să o facă accesibilă unui număr cât mai mare de constructori practicanţi, dar mai ales în curs de formare – studenţi ai secţiei Căi ferate, Drumuri şi Poduri. Autorii exprimă mulţumiri anticipate pentru orice sugestii şi materiale care ar putea să contribuie la îmbunătăţirea calităţii şi a cantităţii de informaţie la o reeditare a lucrării.

Autorii

6

7

1. DEGRADĂRI, AVARII ŞI ACCIDENTE. PRINCIPALII FACTORI DE CAUZALITATE

În acest capitol sunt prezentaţi principalii factori care pot influenţa sau cauza producerea unor avarii sau accidente în domeniul podurilor metalice de cale ferată şi de şosea. Lucrarea nu face referiri detaliate cu privire la deteriorările sau deficienţele apărute la infrastructura podurilor, care pot afecta indirect şi suprastructura acestora, prin urmare întreaga construcţie (în această categorie putând fi incluse în special afuierea fundaţiilor culeelor şi pilelor). 1.1. ACŢIUNILE CLIMATICE În această categorie sunt incluse accidentele şi avariile produse ca urmare a acţiunii vântului, zăpezii şi a variaţiilor de temperatură. Încărcările provenite din vânt pot fi considerate încărcări aplicate static, cu excepţia situaţiilor când oscilaţiile elementelor de construcţie produse de acţiunea vântului sunt importante, în acest caz fiind necesară considerarea caracterului dinamic al presiunii vântului (cazul podurilor suspendate şi hobanate) . Încărcările date din zăpadă. Acţiunea zăpezii se manifestă prin forţe exterioare statice, pe direcţie verticală, ce acţionează asupra elementelor de construcţie. În ceea ce priveşte combinarea efectelor zăpezii cu a vântului se poate constata faptul că în zonele unde curgerea este laminară şi regulată, vântul spulberă zăpada, iar în zonele unde ea este turbulentă pot apărea aglomerări mari de zăpadă. Acţiunea temperaturii. Variaţiile de temperatură pot produce împingeri orizontale importante, care pot cauza avarii sau accidente deosebit de grave, motiv pentru care se impune necesitatea luării în consideraţie a acestora în etapa de proiectare. 1.2. CUTREMURELE DE PĂMÂNT Dintre pericolele naturale existente, cutremurele de pământ pot fi apreciate ca fiind cele mai distrugătoare. Din acest motiv, în ţările cu regiuni afectate de cutremure s-a urmărit să se realizeze construcţii capabile să reziste cât mai bine la efectele seismelor. Cunoştinţele tehnico-ştiinţifice în domeniul ingineriei seismice s-au îmbogăţit şi dezvoltat continuu, ca urmare a analizei aprofundate a efectelor cutremurelor puternice asupra construcţiilor. În ţara noastră, după anul 1470 s-au înregistrat 27 cutremure cu magnitudine de peste 6 grade pe scara Richter, respectiv cu o intensitate seismică mai mare de gradul VII pe scara Mercalii - Sieberg. Ultimele trei cutremure puternice au fost cele din octombrie 1802 (M=7,2), 10 noiembrie 1940 (M=6,5) şi 4 martie 1977 (M=7,4). Studiile aprofundate efectuate în majoritatea ţărilor dezvoltate, dar în special în cele afectate de seisme (Japonia, S.U.A.) au condus la conturarea unei discipline aproape noi în domeniul construcţiilor şi anume: conformarea antiseismică a structurilor. Pentru îmbunătăţirea comportării structurii la acţiunile seismice se utilizează aparate de reazem speciale care izolează suprastructura de infrastructura podului (izolare

8

antiseismică), precum şi amortizoare hidraulice interpuse între suprastructură şi infrastructură.

Aparate de reazem pentru izolare seismică

Amortizoare hidraulice antiseismice

M

Limitator pentru deplasări orizontale

9

1.3. COROZIUNEA Termenul de coroziune este atât de des folosit încât are valoare de generalizare; se vorbeşte concomitent de coroziunea betoanelor şi de coroziunea metalelor sau a altor materiale. Restrângerea ariei termenului de coroziune se poate face în două moduri: - prin definirea materialului şi a condiţiilor de lucru; - prin definirea mecanismului de coroziune. În majoritatea ţărilor se fac eforturi economice importante pentru găsirea şi aplicarea celor mai bune metode de protecţie a metalelor şi aliajelor împotriva coroziunii şi pentru realizarea celor mai potrivite aliaje în condiţii date. 1.3.1. Coroziunea construcţiilor din oţel Coroziunea este fenomenul natural de degradare în timp a unor materiale metalice, datorită reacţiilor acestora cu mediul înconjurător. În privinţa construcţiilor din oţel ea afectează calitatea acestora prin: reducerea durabilităţii, scăderea capacităţii portante şi micşorarea siguranţei. Pierderile anuale provocate de coroziune în construcţiile din oţel sunt mari, după unele evaluări ajungând la 10 % din valoarea oţelului introdus anual în operă. Ele se referă la: supradimensionări în faza de proiectare, înlocuiri şi consolidări la elementele degradate, costul protecţiei anticorozive şi pierderi prin afectarea desfăşurării normale a activităţilor.

Zone puternic afectate de coroziune

Zonă corodată

Remedierea zonei corodate M

10

Pentru preîntâmpinarea coroziunii există două căi principale: • alcătuirea constructivă raţională; • utilizarea acoperirilor protectoare.

Aceste măsuri nu pot înlătura însă total producerea coroziunii, ci doar o pot atenua. După natura procesului de coroziune există:

• Coroziune chimică, care are loc în medii agresive neelectrolitice de gaze uscate şi care este rar întâlnită în construcţiile din oţel;

• Coroziune electrochimică, care se produce în medii electrolitice şi constituie aproape integral modalitatea de producere a coroziunii în construcţiile din oţel. Coroziunea electrochimică se produce în cea mai mare parte la suprafaţa oţelului,

numai în prezenţa umidităţii şi cu atât mai intens, cu cât mediul înconjurător conţine factori agresivi în concentraţie mai mare. Aceşti factori pot fi: gazoşi, lichizi sau solizi şi prin dizolvare formează soluţii electrolitice, care acoperă suprafaţa elementelor din oţel.

Structura suprafeţelor pieselor din oţel nu este omogenă din punct de vedere chimic, cristalin, mecanic etc. Din această cauză, între diferitele puncte ale suprafeţei şi soluţie apar diferenţe de potenţial de electrod, care creează microelemente galvanice scurtcircuitate prin intermediul metalului.

La anod fierul trimite în soluţie ioni pozitivi, care vor fi oxidaţi de anionii soluţiei de electrolit, iar la catod are loc un proces de reducere, între electronii de fier, deveniţi liberi şi cationii soluţiei.

Reacţiile care descriu aceste fenomene pot fi rezumate succint astfel: La anod: Fe → Fe++ + 2e La catod: O2 + 2H2O + 4e → 4OH 4Fe + 3O2 + 2H2O = 2Fe2 O3 H2O (fier + oxigen + apă = rugină)

Procesul de coroziune, adică de dizolvare electrolitică a fierului din oţel şi combaterea lui cu hidroxilii ionici formaţi de catod, formează mai întâi hidroxid feros, care, oxidat de aer, se transformă în final în oxid feric hidratat, adică rugină. Din cele de mai sus rezultă două lucruri importante:

• Pentru producerea coroziunii oţelului este absolut necesară prezenţa simultană a apei şi a oxigenului. În absenţa unuia dintre cei doi factori coroziunea electrochimică nu se poate produce. În cazul oţelului, umiditatea relativă a aerului, necesară pentru producerea coroziunii, este de cca. 70%;

• Coroziunea are loc numai la anod. În funcţie de modul de localizare, coroziunea poate fi:

1. Continuă sau generală, manifestată pe întreaga suprafaţă a elementelor sau structurilor, cu aceiaşi viteză de atac – uniformă, sau cu viteze de atac diferite – neuniformă. 2. Discontinuă sau locală, cel mai frecvent întâlnită în practică, sub formă de pete, plăgi sau puncte. Acest tip de coroziune este periculoasă deoarece produce reducerea secţiunii transversale numai în anumite zone, afectând prin aceasta capacitatea portanta a elementelor corodate. În cadrul acestei categorii de coroziune se încadrează:

• 2a. Coroziunea în piting (cavităţi, ciupituri), care se caracterizează prin formarea unor tuberculi de rugină pe suprafaţa oţelului. Este favorizată de prezenţa în stratul electrolitic a ionilor de clor, de diferenţe în compoziţia aliajului sau în pregătirea suprafeţei, cât şi de depuneri de particule metalice sau nemetalice pe suprafaţa pieselor. Se produce mai ales la oţelurile moi, în condiţii de umiditate continuă sau îngropate în sol. Prin pătrundere în adâncime pot perfora grosimea pieselor.

• 2b. Coroziunea în crevase, este tipică zonelor fisurate sau cu crăpături rezultate din alcătuirea constructivă (sudare, degradări din prelucrare etc.). Oxigenul din

11

crevasă este repede consumat în procesul de coroziune şi reînlocuirea lui este împiedicată de configuraţia crevasei. Intrarea în crevasă devine catodică, deoarece ea poate satisface cererea de oxigen a reacţiei catodice. Vârful crevasei devine anod stabil şi astfel creşte viteza de coroziune.

• 2c. Coroziunea galvanică, apare la contactul dintre două metale diferite, aşezate alăturat, în condiţiile existenţei unui electrolit (condensul de umiditate atmosferică). Coroziunea în macropila care se formează se produce în profunzime, la metalul cu tensiune de dizolvare mai mare (electronegativ), care îndeplineşte rolul de anod.

• 2d. Coroziunea interioară, care se produce în interiorul metalului şi fiind dificil de observat poate produce ruperi bruşte. La rândul ei aceasta poate fi: intercristalină, când este localizată la limita dintre cristale, transcristalină, când traversează cristalele şi selectivă, când se manifestă numai în anumite zone, prin distrugerea componentului cu potenţial mai scăzut din zonele cu segregări sau incluziuni ale aliajelor.

În funcţie de natura sursei agresive care generează coroziunea, aceasta poate fi: 1. Coroziune atmosferică, care se desfăşoară deasupra solului, în prezenţa

umidităţii, a factorilor agresivi din atmosferă şi dependent de temperatură. În atmosferă uscată şi lipsită de factori agresivi nu se poate produce coroziune. Faimosul stâlp din Delhi, ridicat în anul 310 e.n. şi mutat pe alt amplasament în 1052, este încă necorodat. Explicaţia: păstrarea în atmosferă nepoluată, cu umiditate scăzută şi un conţinut foarte redus de sulf (0,006%).

2. Coroziune subterană, care afectează construcţiile metalice îngropate şi este provocată de apele subterane, sub formă de electroliţi, cu variaţie de concentraţie şi aeraţie. Este accentuată de curenţii vagabonzi şi de infiltraţiile de ape nepurificate.

3. Coroziune microbiologică, generată de bacterii, care prin metabolismul lor produc factori agresivi ca: bioxid de sulf, sulfuri, acid sulfuric, hidroxid de sulf etc. Se desfăşoară sub formă de coroziune subterană sau coroziune în apa de mare.

4. Coroziune marină, care se desfăşoară atât în atmosfera marină, cât şi în apa de mare, cu precădere sub formă de piting şi cu viteză maximă în cazul udării şi uscării alternante. În atmosfera marină condensul are aproape caracter continuu, iar datorită conţinutului ridicat de săruri, de 3,5 ... 4 %, atacul electrolitului format este mult mai puternic.

5. Coroziune sub stare de tensiune mecanică, este determinată de nivelul stării de tensiune din piese şi se manifestă de obicei prin formarea de fisuri în zonele puternic solicitate la întindere, în special când acestea conţin concentratori de tensiuni. Experienţa a dovedit că eforturile de întindere stimulează coroziunea, pe când cele de compresiune o inhibă. Odată cu formarea unei microfisuri, fie datorită neregularităţilor de prelucrare, fie datorită unei neomogenităţi structurale ale materialului, se produce coroziune de tip crevasă. Aceasta înaintează repede în adâncime, reducând secţiunea activă a materialului, care în final cedează, atât datorită reducerii secţiunii, cât şi mai ales datorită formării, la vârful fisurii, a concentratorilor de eforturi. Vârful fisurii lucrează anodic, în timp ce pereţii acesteia lucrează catodic. Traseul fisurilor, intercristalin sau transcristalin, este întotdeauna perpendicular pe direcţia efortului de întindere.

6. Coroziune în condiţii de oboseală, se manifestă la elementele solicitate ciclic în medii agresive şi constă în reducerea rezistenţelor la oboseală faţă de cele din medii neagresive.

12

Din clasificările anterioare rezultă că fenomenul de coroziune este complex şi acesta trebuie înţeles în strânsă legătură cu factorii care îl provoacă. Deoarece nu este posibilă stăpânirea lui riguroasă pe cale analitică, din cauza caracterului aleator al acestor factori, pe baza studiilor şi cercetărilor efectuate, precum şi a experienţei de mai bine de un secol de când se folosesc construcţiile din oţel, în toate ţările s-au elaborat norme, care prevăd măsuri ce trebuie luate pentru ca efectul coroziunii să fie cât mai redus, asigurându-le astfel o durată de utilizare, în siguranţă, cât mai mare. Normele amintite se referă diferenţiat la principalii factori de care depinde coroziunea. 1.3.2. Influenţa mediului asupra coroziunii Compoziţia chimică. Mediile interioare sau exterioare în care sunt exploatate construcţiile din oţel pot conţine factori agresivi în diverse concentraţii, factori care, în condiţii de umiditate, intensifică coroziunea electrochimică. În funcţie de aceste condiţii, viteza de coroziune variază în limite foarte largi. În funcţie de acţiunea lor asupra elementelor şi structurilor supraterane din oţel, mediile agresive se pot clasifica în 4 clase de agresivitate, conform tabelului 1.1. Încadrarea în cele 4 clase de agresivitate se face în funcţie de natura, starea fizică şi concentraţia factorilor agresivi, iar când nu se dispune de aceste date, în funcţie de tipul mediilor. Tabelul 1.1

Simbol Clasa de agresivitate a mediului Felul mediului Viteza de coroziune

]an/m[μ 1m medii neagresive rural sub 10 2m medii slab agresive urban 11...100 3m medii cu agresivitate medie industrial 101...500 4m medii cu agresivitate puternică chimic peste 500

Starea factorilor agresivi poate fi gazoasă, lichidă sau solidă. Încadrarea în clasele de agresivitate a mediilor interioare şi exterioare, cu factori agresivi în stare gazoasă se face în funcţie de umiditatea relativă a aerului Ur, temperatura şi caracteristica gazelor, conform tabelului 1.2. Tabelul 1.2

Concentraţia gazelor agresive (mg/m3)

Cla

sa d

e ag

res.

Med

iul

de

expl

oat.

Ur% SO2 H2S HF HCl Cl2 NH3

NO, NO2

61-75 - - - - - - - 1m rural ≤ 60 < 0.1 < 0.01 < 0.01 < 0.015 < 0.03 < 0.05 < 0.05 > 75 - - - - - - -

61-75 < 0.1 < 0.01 < 0.01 < 0.015 < 0.03 < 0.05 < 0.05 2m slab agresiv

<60 0.1-5 0.01-0.5 0.01-0.3 0.015-0.5 0.03-0.5 0.5-5.0 0.05-1.5 > 75 < 0.1 < 0.01 < 0.01 < 0.015 < 0.03 < 0.05 < 0.05

61-75 0.1-5 0.01-0.5 0.01-0.3 0.015-0.5 0.03-0.5 0.05-5.0 0.05-1.5 3m indus - trial

<60 5.1-20 0.51-10 0.31-2 0.51-5 0.51-2 5.1-30 1.51-10 > 75 0.1-5 0.01-0.5 0.01-0.3 0.015-0.5 0.03-0.5 0.5-5.0 0.05-1.5 4m chimic 61-75 5.1-20 0.51-10 0.31-2 0.51-5 0.51-2 5.1-30 1.51-10

În cazul prezenţei mai multor gaze agresive, clasa de agresivitate se stabileşte

pentru gazul cel mai agresiv. Apa pluvială se încadrează în clasa de agresivitate 1m.

13

Clasa de agresivitate a mediilor ce conţin factori agresivi în stare solidă se stabileşte diferenţiat, pentru exterior şi interior, în funcţie de umiditatea relativă Ur, caracteristicile şi tipul factorului agresiv, conform tabelelor 1.3 şi 1.4. În cazul în care se fac încercări de laborator încadrarea în clasele de agresivitate se face cu ajutorul indicelui de penetraţie (vitezei de coroziune), exprimat în ]an/m[μ , conform tabelului 1.1.

Tabelul 1.3. (mediu interior)

C

lasa

de

agre

s.

Tipu

l m

ediu

lui

Ur% Caracteristicile solidului

Denumirea factorului agresiv în stare solidă

61...75 slab solubil Praf de Si, Carbonaţi de: Ca, Ba, Pb; Oxid de: Fe, Al; Hidroxid de: Fe, Al 1m rural

< 60 uşor solubil, puţin higroscopic

Sulfat de Ca, Azotat de: Ba, Pb, Mg; Carbonat de: Na, K; Hidroxid de: Ca, Mg, Ba

> 75 slab solubil Praf de Si, Carbonaţi de: Ca, Ba, Pb; Oxid de: Fe, Al; Hidroxid de: Fe, Al

61...75 uşor solubil, puţin higroscopic

Sulfat de Ca, Azotat de: Ba, Pb, Mg; Carbonat de: Na, K; Hidroxid de: Ca, Mg, Ba 2m urban

<60 uşor solubil, higroscopic

Florură de Ca; Clorura de Ca; Sulfat de: Mn, Zn, Fe; Fosfaţi primari, Fosfat secundar de Na,

Hidroxid de: Na, K

> 75 uşor solubil, puţin higroscopic

Sulfat de Ca, Azotat de: Ba, Pb, Mg; Carbonat de: Na, K; Hidroxid de: Ca, Mg, Ba

3m indus-trial

61...75 uşor solubil, higroscopic

Florură de Ca; Clorura de Ca; Sulfat de: Mn, Zn, Fe; Fosfaţi primari, Fosfat secundar de Na,

Hidroxid de: Na, K

4m chimic > 75 uşor solubil, higroscopic

Florura de: Ca, Mg, Al, Zn, Fe; Clorura de Ca, sulfat de: Mg, Mn, Zn, Fe; Azotat de Amoniu,

Fosfaţi primari, Fosfat secundar de: Na, K

Tabelul 1.4. (mediu exterior)

C

lasa

de

agre

s.

Tipu

l m

ediu

lui

Ur% Caracteristicile solidului

Denumirea factorului agresiv în stare solidă

< 60 slab solubil 1m rural 61...75 slab solubil

Praf de Si, Carbonaţi de: Ca, Ba, Pb; Oxid de: Fe, Al; Hidroxid de: Fe

2m urban > 60 uşor solubil, puţin higroscopic

Sulfat de Ca, Azotat de: Ba, Pb, Mg; Carbonat de: Na, K; Hidroxid de: Ca, Mg, Ba

> 75 slab solubil Praf de Si, Carbonaţi de: Ca, Ba, Pb; Oxid de: Fe, Al; Hidroxid de: Fe

61...75 uşor solubil, puţin higroscopic

Sulfat de Ca, Azotat de: Ba, Pb, Mg; Carbonat de: Na, K; Hidroxid de: Ca, Mg, Ba 3m indus-

trial

< 60 uşor solubil, higroscopic

Florură de Ca; Clorura de Ca; Sulfat de: Mn, Zn, Fe; Fosfaţi primari, Fosfat secundar de Na,

Hidroxid de: Na, K

> 75 uşor solubil, puţin higroscopic

Clorură de: Na, K, NO; Sulfat de: Na, K, ON, Cd; Azotat de K, Ba, Pb, Mg; Carbonat de: Na,

K; Hidroxid de: Ca, Mg, Ba 4m chimic

61...75 uşor solubil, higroscopic

Florura de: Ca, Mg, Al, Zn, Fe; Clorura de Ca, sulfat de: Mg, Mn, Zn, Fe; Azotat de Amoniu,

Fosfaţi primari, Fosfat secundar de: Na, K

14

Proiectantul protecţiei anticorozive trebuie să indice în documentaţia de proiectare: - clasele de agresivitate, în aer liber şi în interiorul clădirilor; - delimitarea spaţiilor, diferenţiate pe clase de agresivitate; - elementele care trebuie protejate anticoroziv; - sistemele de protecţie anticorozivă ce urmează a fi utilizate. În cazul reparaţiilor, schimbării sau modificării tehnologiei de fabricaţie, beneficiarul

trebuie să efectueze determinări calitative şi cantitative privind concentraţia noxelor şi umiditatea relativă a aerului, necesare pentru stabilirea noului sistem de protecţie anticorozivă. Temperatura este un factor care accelerează coroziunea. Creşterea temperaturii afectează atât compoziţia chimică cât şi proprietăţile fizice ale apei rezultate din condensul umidităţii sau precipitaţii, cât şi comportarea oţelului însăşi, deoarece potenţialul electrodic al acestuia variază cu temperatura. Atacul coroziv, generat de oxigen creşte continuu cu temperatura, dublându-se la un ecart de cca. 300C. De asemenea atacul coroziv este mult mai puternic pe suprafeţele care transmit căldura (până la de 10 ori), faţă de cele imersate în soluţii cu aceiaşi temperatură. Aeraţia se referă la asigurarea oxigenului necesar reacţiilor electrochimice. Ea este deosebit de puternică în mediul marin, datorită valurilor, în permanentă mişcare şi contact cu oxigenul. În spaţiile etanş închise, unde nu este posibil accesul oxigenului atmosferic, procesul de coroziune se opreşte după consumarea oxigenului conţinut iniţial în spaţiul respectiv. Neetanşarea perfectă a spaţiilor închise permite însă pătrunderea oxigenului şi a umidităţii în aceste spaţii, asigurând continuarea desfăşurării în timp a procesului de coroziune. În conformitate cu GP 111-04: Ghid de proiectare privind protecţia împotriva coroziunii a construcţiilor din oţel, acţiunea mediilor agresive atmosferice asupra construcţiilor din oţel supraterane şi a elementelor lor componente se clasifică în şase clase de corozivitate:

• C1 – foarte slabă; • C2 – slabă; • C3 – medie; • C4 – ridicată; • C5-1 – foarte ridicată-industrială; • C5-M – foarte ridicată-marină.

Echivalenţa între clasele de corozivitate şi clasele de agresivitate este prezentată în tabelul 1.5. Tabelul 1.5

Clasa de corozitate Clasa de agresivitate C1 1m C2 1m...2m C3 2m C4 2m

C5-1,M 2m...3m Nu face obiectul SR ISO 9223

şi SR EN ISO 12944-2 4m

Stabilirea clasei de corozivitate a mediului în care se află construcţia se face de către proiectant, pe baza analizelor calitative şi cantitative de agenţi agresivi (noxe) şi a

15

umidităţii relative a aerului din mediul înconjurător. Pentru medii cu clasa de corozivitate mai mare de C5, studiul se va efectua de un institut de specialitate 1.3.3. Influenţa materialului asupra coroziunii Prin denumirea generică de oţel se înţeleg aliaje ale fierului cu carbonul şi alte elemente, introduse intenţionat sau rămase în urma proceselor de elaborare. În raport cu proprietăţile şi destinaţia, oţelurile se clasifică în mai multe grupe. În fiecare grupă, în funcţie de compoziţia chimică, există mai multe mărci, cu proprietăţi care satisfac anumite cerinţe. Fiecare din elementele conţinute de oţel îi conferă anumite proprietăţi. Elementele care îmbunătăţesc comportarea la coroziune a oţelului sunt: Cu, Cr, Ni, Mb, Al, motiv pentru care se folosesc la producerea oţelurilor rezistente la coroziune. La aceste oţeluri, stratul de rugină care se formează la suprafaţă, deşi subţire, este compact şi aderent, astfel încât împiedică pătrunderea coroziunii în adâncimea pieselor. Oţelurile care au această proprietate sunt denumite oţeluri rezistente la coroziune. Proprietatea de a fi rezistente la coroziune se realizează prin modificarea compoziţiei chimice, reducând conţinutul de C şi Mn şi adăugând Cu, Cr şi Al aşa cum rezultă din tabelul 1.6.

Tabelul 1.6- Elemente de aliere [%] Marca

oţelului Clasă calit.

Grad dezo-xidare

C max

Mn max

Si Max

P max

S max Cu Cr Al

Max

OL 37 2 k 0.22 0.85 0.17 0.055 0.055 - - -

RCA 37 2 k 0.12 0.45 0.12-0.35 min 0.055 0.040 0.3-0.6 0.5-0.8 0.02

OL 52 3 k 0.22 1.65 0.50 0.050 0.050 - - - RCB 52 3 k 0.20 1.20 0.60 0.045 0.045 0.3-0.6 0.5-0.8 0.02

Oţelurile austenitice Cr-Ni, au o comportare bună la coroziune, elementele de aliere

influenţând în mod diferit anumite caracteristici, astfel: - cromul este elementul de bază ce conferă rezistenţă la coroziune şi oxidare.

Până la 12...15% Cr este influenţată în mod favorabil rezistenţa la oxidare în medii uscate la temperaturi înalte. Prin creşterea conţinutului de crom la valori mai mari, oţelul devine rezistent şi la acţiunea unor medii corozive apoase. Asupra acestor proprietăţi o influenţă defavorabilă o are carbonul;

- nichelul îmbunătăţeşte caracteristicile mecanice la temperaturi înalte şi totodată acţionează asupra rezistenţei la coroziune.

Caracteristicile şi proprietăţile de inoxidabilitate şi rezistenţă la coroziune sunt influenţate şi de elementele auxiliare de aliere, astfel:

- carbonul măreşte rezistenţa mecanică, dar înrăutăţeşte rezistenţa la coroziune deoarece favorizează precipitarea carburilor;

- manganul reduce tendinţa de fisurare la cald prin formarea sulfurii de mangan; - siliciul introdus pentru dezoxidare măreşte rezistenţa faţă de oxidarea la

temperaturi înalte, dar, în cantităţi mari măreşte tendinţa de fisurare (se recomandă Si : C = 2 : 1 );

- molibdenul are o influenţă favorabilă mai ales asupra rezistenţei la temperaturi înalte şi la coroziune şi reduce tendinţa de fisurare la cald;

- titanul şi niobiul finisează structura şi măresc rezistenţa la coroziune; - cuprul şi aluminiul durifică oţelul prin precipitare dispersă, dar măresc tendinţa

spre fisurare.

16

Oţelurile aliate cu crom (0,3...30 % Cr), pot fi utilizate în anumite medii corozive şi în instalaţii destinate să lucreze la temperaturi ridicare, înlocuind astfel oţelurile austenitice Cr - Ni, mai scumpe. Oţelurile rezistente la coroziune sunt cunoscute şi sub denumirea de oţeluri patinabile (în Statele Unite purtând denumirea de COR-TEN), au cunoscut o largă utilizare în ultimele decenii, ca urmare a faptului că nu necesită protecţie anticorozivă. Trebuie totuşi menţionat că în atmosferă marină, industrială, puternic agresivă şi cu o umiditate permanent ridicată, oţelurile patinabile nu sunt eficace. Ca atare în aceste condiţii ele nu trebuie folosite, mai ales că sunt cu 20...40 % mai scumpe decât cele obişnuite.

În slide-ul alăturat este prezentat un pod realizat din oţel rezistent la coroziune atmosferică (oţel patinabil).

Pod în Peterborough – Anglia

Structura cristalină, care este influenţată şi de procedeele de fabricaţie a oţelurilor, respectiv de tratamentele termice suferite, influenţează coroziunea, stabilitatea oţelurilor cu reţea cubică cu volum centrat fiind mai mare decât a celor cu reţea cubică cu feţe centrate. Alcătuirea constructivă favorabilă a elementelor de construcţie poate conduce la diminuarea intensităţii procesului de coroziune. Pe baza experienţei şi a încercărilor de laborator efectuate, se poate afirma că secţiunile închise, cu suprafaţa laterală cât mai redusă, îmbinări puţine şi un număr cât mai mic de piese constitutive, oferă rezistenţa sporită la coroziune.

Din acest punct de vedere, cele mai corespunzătoare sunt secţiunile tubulare şi I, iar cele mai puţin recomandabile sunt secţiunile compuse, cu piese puţin depărtate unele de altele. 1.4. FENOMENUL DE FRAGILIZARE A OŢELULUI Sub noţiunea de fragilizare se înţelege ruperea fără deformaţie a oţelurilor tenace, ruperea producându-se în condiţii de solicitare sub limita admisibilă de rezistenţă a oţelului. Numeroase cazuri de ruperi fragile, în special cele produse la nave şi poduri asamblate sudat, au declanşat în toate ţările dezvoltate studii şi cercetări care să stabilească cauzele acestui fenomen şi măsuri necesare pentru evitarea acestora. Concluziile principale la care s-a ajuns sunt următoarele:

- în cazul podurilor metalice, ruperile fragile au avut loc când podurile erau neîncărcate, deci cauza nu poate fi cea de depăşire a rezistenţelor limită;

- accidentele au avut loc după un interval de 1...5 ani de la darea în exploatare a construcţiei;

- ruperile s-au produs la temperaturi scăzute (în majoritatea cazurilor sub 00C) sau la scăderi bruşte de temperatură;

- ruperile au avut un caracter casant, s-au produs brusc şi au fost însoţite de zgomote puternice;

17

- în majoritatea cazurilor oţelul utilizat nu corespundea condiţiilor de calitate cerute pentru construcţii sudate;

- în multe cazuri proiectele de construcţii conţineau deficienţe de concepţie (concentratori de eforturi);

- tehnologia de sudare a fost necorespunzătoare, conducând la tensiuni interne foarte importante;

- cusăturile de sudură au fost necorespunzătoare, prezentând defecte inadmisibile.

Concluzia care a rezultat din analiza cauzelor acestor accidente a fost aceea că, în cazul construcţiilor metalice sudate apar fenomene noi, neîntâlnite în cazul construcţiilor metalice nituite, fenomene care pot cauza ruperi casante, ducând uneori la distrugerea practic a întregii construcţii. Ca urmare, în cazul construcţiilor metalice sudate, calculele de rezistenţă şi stabilitate nu sunt suficiente pentru a garanta siguranţa în exploatare a structurii, fiind absolut necesar ca acestea să fie completate cu luarea unor măsuri contra eventualelor ruperi fragile, atât în ceea ce priveşte alegerea oţelului (a materialului de bază), a materialelor de adaos (electrozi, sârmă de sudură, fluxuri), cât şi de măsuri de natură tehnologică, de proiectare şi execuţie. Mecanismul fragilizării presupune studierea a două fenomene distincte: a) - iniţierea (amorsarea) fisurilor; b) - propagarea fisurilor. Din punct de vedere practic interesează în special primul aspect, cel al iniţierii ruperilor fragile. Iniţierea unei fisuri presupune localizarea unei energii mari într-o anumită regiune, fisura odată iniţiată dezvoltându-se fără un consum ridicat de energie. În general la ruperea unui element mic solicitat la întindere axială se disting următoarele stadii de solicitare: a) - solicitare în domeniu elastic; b) - solicitare în domeniul plastic; c) - apariţia microfisurilor; d) - ruperea. În primele două stadii în element se înmagazinează o anumită energie potenţială care poate fi convertită în alte forme. Atâta timp cât materialul îşi menţine continuitatea, energia potenţială acumulată creşte odată cu creşterea solicitării, dar în momentul apariţiei unei microfisuri o parte din aceasta este disipată în exterior, o altă parte transformându-se în energie cinetică. O parte din energia cinetică poate fi transformată din nou în energie potenţială acumulată de materialul din vecinătatea microfisurii. Dacă energia eliberată de microfisură este suficient de mare aceasta poate conduce la apariţia unor noi microfisuri şi fenomenul devine "catastrofal" (rupere fragilă). Din cele prezentate rezultă că un interes deosebit îl prezintă cunoaşterea factorilor care conduc la înmagazinarea locală a unei energii potenţiale ridicate. Factori de influenţă Spaţialitatea tensiunilor (triaxilitatea) Energia potenţială înmagazinată de unitatea de volum într-o anumită fază de încărcare este:

18

E2

U2σ

= (1.1)

În cazul unei stări spaţiale de eforturi creşte energia înmagazinată şi riscul de amorsare a unei fisuri fragile. Fig. 1.1. Energia potenţială înmagazinată

Temperatura

Similar factorului de triaxialitate, odată cu scăderea temperaturii, capacitatea de înmagazinare a energiei potenţiale de către material creşte, dar, într-o măsură mult mai scăzută (tabelul 1.7).

Tabelul 1.7

Factori de influenţă

Domeniul de variaţie a

factorului de influenţă

Variaţia coeficientului de multiplicare a capacităţii de

înmagazinare a energiei potenţiale 1 Triaxialitate 1...1/2 1...4 2 T [oC] + 50...- 50 1...1.5

3 Solicitare statică-dinamică statică-dinamică 1...1.8

În figura 1.2 este indicată corelaţia dintre temperatură, viteza de încărcare (t = timpul) şi modul de rupere al oţelului, caracterizat fie de o rupere tenace, fie de una fragilă.

Fig.1.2. Corelaţia T, t şi modul de rupere

Viteza de solicitare Creşterea vitezei de aplicare a încărcării exterioare, precum şi a timpului de menţinere sub sarcină are (ca şi în cazul factorilor anterior analizaţi) un efect de sporire a capacităţii de înmagazinare a energiei potenţiale.

Combinarea triaxialităţii, a temperaturii şi a vitezei de încărcare conduce la o sporire a energiei potenţiale locale înmagazinate de f = 4 x 1,5 x 1,8 ≈ 10 ori, faţă de condiţiile solicitării uniaxiale, la temperatură obişnuită şi condiţii statice de încărcare, unde " f " este factorul de concentrare locală a energiei potenţiale. Factorul mare de concentrare locală de energie explică faptul că fisurile rezultate dintr-o comportare fragilă a oţelului sunt foarte apropiate şi adesea paralele, conducând la fenomenul de "sfărâmare" a materialului.

19

Factori de iniţiere Este acceptată aproape unanim ipoteza că iniţierea unei fisuri nu poate avea loc fără prezenţa unui anumit factor de iniţiere. Drept factor de iniţiere poate fi considerat orice defect interior sau de suprafaţă care constituie punctul teoretic de amorsare a unei fisuri, atunci când materialul se află într-o stare de fragilizare. Punctele de iniţiere sunt constituite din discontinuităţi fizice, chimice sau de altă natură, cum ar fi:

- defecţiuni rezultate din procesul metalurgic; - microfisuri preexistente; - crestături şi variaţii de secţiune; - defecţiuni în cordoanele de sudură; - fisuri rezultate în urma procesului de coroziune, datorită oboselii materialului sau

al modului de solicitare. Deşi, teoretic oţelul se consideră un material omogen, în realitate acesta prezintă o structură neomogenă, fiind oricând prezente anumite discontinuităţi. S-a constatat că defectele de suprafaţă sunt puncte de amorsare a fisurilor mult mai periculoase decât cele din interiorul materialului, lucru explicabil prin faptul că tensiunile reziduale sunt mai reduse înspre zona centrală faţă de zona dinspre exterior. În ultimul timp se consideră că rolul factorilor de iniţiere în fenomenul ruperilor fragile este mai important decât cel al tensiunilor reziduale. În materialele fără defecte energia necesară pentru producerea ruperii este rezultată din tensiuni egale cu limita de curgere a oţelului ( yc fsauσ ), pe când atunci când materialul prezintă imperfecţiuni structurale, ruperea se poate produce la tensiuni mult inferioare celor de curgere (chiar la valori egale cu (1/3) cσ ). Factori indirecţi În această categorie pot fi incluşi toţi factorii care se combină într-un anumit mod cu factorii amintiţi anterior. Aceştia pot fi grupaţi astfel: a) Factori constructivi:

- rezolvarea necorespunzătoare a unor detalii care conduc la crearea unei stări spaţiale de eforturi;

- utilizarea unor grosimi mari de table. b) Factori metalurgici:

- modul de elaborare al oţelului (oţelurile produse în cuptoare Martin şi Thomas sunt mai susceptibile ruperilor fragile);

- tratamente termice; - compoziţia chimică.

Oţelurile care conţin anumite elemente de aliere (Va, Ti, Nb, etc.) care conduc la crearea unei granulaţii fine şi uniforme sau contribuie la îmbunătăţirea proprietăţilor de sudabilitate prezintă o tendinţă de fragilizare mult mai redusă. c) Marca oţelului, palierul de curgere Oţelurile cu rezistenţe mărite au o comportare mai bună împotriva ruperilor fragile, iar în ceea ce priveşte palierul de curgere s-a constatat că oţelurile care prezintă un palier de curgere bine definit sunt mai expuse pericolului de rupere fragilă, comparativ cu oţelurile la care curba ε=σ este continuu ascendentă.

20

Temperatura de tranziţie. Starea de tranziţie Temperatura de tranziţie este temperatura maximă la care ruperea se produce fragil. Desigur că există un anumit grad de convenţionalitate în a aprecia limita dintre cele două moduri de rupere - rupere tenace sau rupere fragilă. Ceea ce trebuie subliniat este faptul că temperatura de tranziţie nu este o caracteristică intrinsecă şi constantă a materialului. Prin analogie cu temperatura de tranziţie se poate vorbi de o stare de tranziţie (sau stare critică), la temperatură constantă, stare care dacă este depăşită, comportarea elementului sau chiar a întregii structuri devine fragilă.

Fig. 1.3. Relaţia factori de influenţă - energie de rupere

Această stare critică poate fi obţinută prin variaţia unui singur factor (exemplu grosimea g a piesei, fig. 1.3). Se poate ajunge astfel ca peste o anumită grosime (gcr) energia de rupere fragilă să fie mai mică decât energia de rupere tenace şi în acest caz ruperea se produce fragil. Pentru E1 = E2 rezultă g = gcr

1.5. FENOMENUL DE DESTRĂMARE LAMELARĂ (LT) Tendinţa care se observă în ultimul timp în modul de alcătuire al tălpilor grinzilor plane şi casetate de poduri este aceea de înlocuire a "pachetului" de platbande cu o talpă realizată dintr-o singură platbandă de grosime mare (40...60 mm), figura 1.4.

Fig. 1.4. Posibilităţi de alcătuire a tălpilor

Soluţia este justificată de faptul că prin înlocuirea pachetului de platbande cu o singură platbandă de grosime mare se elimină numărul mare de cordoane de sudură de asamblare, cu consecinţe favorabile în consumul de manoperă, material şi energie.

21

Fenomenul de destrămare lamelară, notat în literatura de specialitate cu LT (lamellar tearing) constă în apariţia unor fisuri cu aspectul unei suite de terase şi trepte care se pot produce în cazul îmbinărilor de colţ, în T etc., după un traseu specific determinat de fibrajul materialului laminat, figura 1.5. Fig. 1.5.a. Fisuri LT în ZIT

M

Fig.1.5.b. Reprezentarea schematică a fenomenului

de destrămare lamelară

Caracteristicile fenomenului LT Principalele caracteristici ale fenomenului LT sunt următoarele:

- apare numai în produsele laminate; - frecvenţa apariţiei LT creşte cu grosimea pieselor, acest fenomen manifestându-

se mai des la sudarea pieselor cu grosime mai mare de 15 mm; - apare în ZIT -ul sudurilor la care se produc tensiuni de întindere pe direcţia

grosimii pieselor (perpendiculare pe direcţia fibrelor de laminare). În cazul sudurilor de colţ, figura 1.5, sau în T, datorită contracţiei transversale a cordonului de sudură apar astfel de tensiuni, peste care se suprapun tensiuni rezultate din solicitările elementului de construcţie;

- posibilitate mai mare de LT o are procedeul de sudură electrică manuală, dar există posibilitatea manifestării acestui fenomen şi la celelalte procedee de sudare.

- fenomenul LT nu apare la sudarea pieselor turnate şi la sudurile cap la cap. Fenomenul are următoarele cauze principale de producere: - anizotropia produselor laminate caracterizată prin plasticitate scăzută în

direcţia grosimii ( perpendicular pe direcţia fibrelor de laminare); - tensiunile de întindere care apar în zona influenţată termic (ZIT).

Estimarea înclinaţiei spre LT Pentru estimarea înclinaţiei spre LT s-a stabilit că cea mai concludentă încercare este încercarea la tracţiune pe epruvete prelevate în direcţia grosimii laminatului, iar caracteristica cea mai importantă privind înclinaţia spre LT este gâtuirea Z. Institutul Internaţional de Sudură IIS/IIW a recomandat epruveta arătată în figura 1.6 cu următoarele dimensiuni:

- D = Dmin =12 mm; - d = dmin = 6 mm; r = 3 mm; - Lc = 2d; L = 25 mm Fig. 1.6. Epruvetă pentru încercare LT

22

Fig. 1.7. Relaţia gâtuire - rezistenţe

La efectuarea încercărilor se măsoară: - rezistenţa la rupere, RrZ; - limita de curgere, RcZ; - alungirea, AZ; - gâtuirea, ZZ. În graficul din figura 1.7 este arătată relaţia: f(ZZ)=RrZ/RrL, din care se constată că raportul dintre rezistenţa de rupere în direcţia grosimii (Z) şi rezistenţa de rupere în direcţia longitudinală (L) se apropie de unitate atunci când contracţia transversală pe direcţia grosimii ( ZZ) depăşeşte valoarea 20.

În funcţie de calitatea oţelului (marca sau clasa), normele diferitelor ţări stabilesc valoarea minimă a gâtuirii necesare pentru ca riscul LT să fie înlăturat. Relaţia de verificare privind fenomenul de destrămare lamelară, este de forma: Z > Zz nec (1.2) 1.6. PIERDEREA STABILITĂŢII LOCALE SAU GENERALE În această categorie pot fi incluse pierderea stabilităţii barelor comprimate (flambajul barelor), pierderea stabilităţii tablelor plane (sau curbe) - respectiv fenomenul de voalare şi pierderea stabilităţii generale (instabilitatea platelajelor ortotrope, flambajul lateral al grinzilor).

Pierderea stabilităţii

1.7. SLĂBIREA NITURILOR

Slăbirea nitului este defectul cel mai frecvent întâlnit la podurile nituite aflate în exploatare. Slăbirea niturilor depinde de mai mulţi factori, cei mai importanţi fiind următorii:

- modul cum s-a realizat baterea nitului; - grosimea pachetului de piese strânse prin nituire; - solicitarea şi condiţiile de lucru la care este supus nitul.

Deşi acest mod de îmbinare nu se mai utilizează în momentul actual decât foarte rar (la noi în ţară îmbinări nituite în cantitate mare s-au mai aplicat la noile poduri peste Dunăre), datorită existenţei unui număr foarte mare de poduri metalice realizate nituit,

23

aflate în exploatare, problema defectelor având drept cauză slăbirea niturilor trebuie luată în considerare. Modul de lucru şi comportare a îmbinărilor nituite, precum şi tehnologia de realizare a acestora, sunt tratate în manualele de construcţii şi poduri metalice şi sunt în general bine cunoscute. Slăbirea niturilor apare în special la noduri unde îmbinările sunt supuse la eforturi alternative, cum este cazul diagonalelor grinzilor cu zăbrele de la mijlocul deschiderii, sau la prinderi puternic solicitate şi cu devieri mari de eforturi, cum este cazul prinderii lonjeronilor de antretoaze.

Slăbiri de nituri se constată de asemenea în următoarele zone: - zone supuse la coroziune intensivă; - nituri solicitate la oboseală (exemplu talpa superioară a lonjeronilor care nu au

platbandă de acoperire); - îmbinări cu rigiditate redusă ( nodurile de la talpa superioară a grinzilor cu

zăbrele, respectiv prinderea diagonalelor şi montanţilor de talpă); - zone în care niturile sunt solicitate la eforturi de întindere (prinderea lonjeronului

de antretoază fără plăci de continuitate). Evident că datorită efectului dinamic mult mai pronunţat la podurile de cale ferată, faţă de podurile de şosea, aceste defecte de slăbiri de nituri sunt mult mai frecvente şi mai accentuate în cazul podurilor C.F. Controlul cel mai simplu privind eventuala slăbire a nitului se face prin ciocănire cu un ciocan de control. Dacă se constată slăbiri, aceste nituri trebuie înlocuite, fie cu alte nituri, fie cu şuruburi de înaltă rezistenţă (soluţia uzuală). 1.8. FENOMENUL DE ÎMBĂTRÂNIRE A OŢELULUI Fenomenul de modificare a caracteristicilor mecanice a oţelului în timp este cunoscut sub denumirea de "îmbătrânire" a oţelului. Modificările care se produc se referă în primul rând la tenacitatea oţelului, respectiv proprietatea metalului de a se rupe cu deformaţii mari sub sarcină, respectiv un consum ridicat de lucru mecanic. Elementele la care oţelul are o comportare tenace, cedează după producerea unor deformaţii permanente foarte mari, vizibile prin observare directă, astfel încât chiar şi persoanele mai puţin avizate îşi pot da seama de un potenţial pericol. Nu acelaşi lucru se întâmplă când oţelul are o tenacitate scăzută şi tinde spre o comportare fragilă, cedarea producându-se brusc, fără să existe previziuni în acest sens. Scăderea tenacităţii oţelului după trecerea unei perioade mai îndelungate de timp este datorată în primul rând fenomenului de ecruisaj. Ecruisajul constă în modificarea caracteristicilor mecanice ale oţelului datorită deformaţiilor plastice. Astfel dacă într-o secţiune, sub acţiunea încărcărilor, oţelul a atins limita de curgere

cσ , iar ulterior secţiunea este eliberată de efort şi din nou solicitată peste limita de curgere, se produce o ridicare a limitei de elasticitate şi a limitei de curgere a oţelului, dar, în acelaşi timp, se micşorează palierul de curgere de pe cunoscuta diagramă ε−σ , aşadar scad proprietăţile de plasticitate a oţelului. În decursul exploatării unei construcţii, în special în cazul podurilor metalice de cale ferată, această situaţie poate fi întâlnită de un număr mare de ori, datorită unor suprasarcini provenite din diferite accidente (loviri, tasări de reazeme etc.), sau

24

suprasolicitări provocate de convoaie mai grele, decât cele la care s-a dimensionat structura.

De asemenea o serie de ipoteze simplificatoare de calcul nu concordă cu comportarea reală a structurii şi datorită conlucrării spaţiale se produc redistribuiri de eforturi în elementele structurii. Acestea pot conduce la ecruisarea oţelului în anumite secţiuni - în special în zonele cu concentrări mari de eforturi (cordoane de sudură, în jurul găurilor de nituri sau şuruburi etc.). Apariţia unor zone plastice, distribuite în structură conduce şi la dezvoltarea unor deformaţii permanente, în majoritatea cazurilor inevitabile. Îmbătrânirea prin deformare a oţelului este un fenomen care apare după ce oţelul a fost ecruisat, aceasta având o perioadă de desfăşurare de ordinul a câteva luni, la temperatură normală. Modificarea caracteristicilor mecanice ale oţelului datorită fenomenului de îmbătrânire constă în următoarele :

- creşterea limitei de elasticitate şi a limitei de curgere cu până la 25 %; - scăderea alungirii şi a gâtuirii la rupere; - creşterea rezistenţei la oboseală cu până la 15 %; - scăderea rezilienţei la valori sub 1 daJ/cm2; - creşterea temperaturii de tranziţie; - creşterea relativ mică a rezistenţei la rupere şi a durităţii (cu până la 6 % ).

În urma cercetărilor efectuate a rezultat că, din punctul de vedere al compoziţiei chimice a oţelului, azotul este elementul cel mai important care favorizează procesul de îmbătrânire. Oţelul laminat, din cauza vitezelor mari de răcire, nu reprezintă o stare stabilă, fiind practic într-o stare de soluţie solidă suprasaturată. Descompunerea soluţiilor suprasaturate este denumită durificare prin precipitare, echivalentă cu fenomenul de îmbătrânire. Alte elemente care favorizează fenomenul de îmbătrânire sunt carbonul (însă cu o influenţă mult mai slabă decât azotul) şi aluminiul, care se adaugă pentru calmarea oţelului. Gradul de îmbătrânire a oţelului se poate aprecia cu relaţia:

]/)[(B nc

ic

nc σσ−σ= ٠100 [%] (1.3)

unde: n

cσ - limita de curgere a oţelului neîmbătrânit;

icσ - limita de curgere a oţelului îmbătrânit.

În laborator gradul de îmbătrânire se poate aprecia prin măsurarea rezistivităţii electrice sau prin timpul de amortizare a unei piese pusă în vibraţie. 1.9. FENOMENUL DE OBOSEALĂ O serie de degradări, apărute în special la podurile metalice de cale ferată aflate în exploatare, sunt cauzate de fenomenul de oboseală al oţelului, deteriorările constând în dezvoltarea unor fisuri în anumite părţi ale structurii metalice. Problematica fenomenului de oboseală este deosebit de complexă şi face obiectul manualelor şi lucrărilor de specialitate.

25

Fisură în inima antretoazei, iniţiată de sudura verticală

Fisură în talpa şi inima unei grinzi cu inimă plină

M

Fisură din oboseală

Fisură din oboseală în zona reazemului

M În continuare se prezintă sintetic verificarea la oboseală a podurilor în conformitate cu normele europene (adoptate şi de ţara noastră). Verificarea unei suprastructuri la starea limită de oboseală constă în asigurarea unui nivel de probabilitate acceptabil pentru ca ruperea prin oboseală să nu se producă sau, pentru ca să nu fie nevoie de reparaţii pentru remedierea unor degradări din oboseală pe toată durata de viaţă impusă. În cazul podurilor rutiere (conform SR EN 1993-2, punctul 9.2.2 şi SR EN 1994-2, punctul 6.8.4), pentru verificările la oboseală se foloseşte Modelul de încărcare la oboseală 3, figura 1.8. Modelul este alcătuit din 4 osii, încărcarea pe fiecare osie fiind 120 kN. Atunci când este relevant, trebuie luate în considerare două vehicule pe aceeaşi bandă de circulaţie, cel de-al doilea vehicul având încărcarea pe fiecare osie de 36 kN, iar distanţa între două vehicule, măsurată între centrele lor nu este mai mică de 40 m.

Fig. 1.8

26

D este distanţa de la rostul de dilataţie

Amplificarea dinamică este inclusă în model. În zona rosturilor de dilataţie se va considera un coeficient suplimentar de amplificare dinamică

fatϕΔ , conform figurii 1.9. Fig.1.9

Pentru verificarea podurilor de cale ferată la oboseală se folosesc valorile

caracteristice ale modelului de încărcare LM 71 (EN 1991-2), incluzând coeficientul dinamic 2φ , în concordanţă cu datele referitoare la trafic specificate de autorităţile competente.

Verificarea la oboseală se efectuează pentru toate elementele structurale componente ale podului.

Verificările la oboseală trebuie făcute funcţie de natura traficului pe linia pe care este amplasat podul (trafic standard, predominant greu, trafic mixt etc.). În general traficul mixt este reprezentativ pentru traficul real.

Tonajul anual din trafic se consideră 25⋅106 tone pe fiecare linie, iar durata de viaţă normală a structurii de 100 de ani.

Conform EN 1993-1-9:2003 şi EN 1993-2, trebuie verificate următoarele condiţii:

1. Ecartul de eforturi unitare:

3/f5.1

f5.1

y

y

⋅≤τΔ

⋅≤σΔ (1.4)

2. Rapoartele între valorile de calcul ale ecarturilor de tensiuni şi valorile ecarturilor de tensiuni pentru oboseală:

0.1/

;0.1/ MfC

2.EFf

MfC

2.EFf ≤γτΔτΔγ

≤γσΔσΔγ (1.5)

3. Efectul combinat al eforturilor unitare normale şi al eforturilor tangenţiale (stare de tensiune plană):

0.1//

5

MfC

2.EFf3

MfC

2.EFf ≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛γτΔτΔγ

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛γσΔσΔγ (1.6)

În aceste relaţii: - CC, τΔσΔ - valorile de referinţă ale rezistenţei la oboseală la 2⋅106 cicluri de solicitare pentru detaliul constructiv relevant, date în EN 1993 -1-9, funcţie de categoria detaliului constructiv (grupa de crestare), fig.1.10;

27

a) curbele N−σΔ

b) curbele N−τΔ

Fig.1.10

- 2E2E , τΔσΔ - ecarturile echivalente de eforturi unitare pentru 2×106 cicluri de solicitare (vătămările datorate spectrului ecarturilor de eforturi unitare produse de un ecart echivalent pentru 2×106 cicluri de solicitare) : P22E σΔ⋅Φ⋅λ=σΔ (1.7.a) P22E τΔ⋅Φ⋅λ=τΔ (1.7.b) - λ - factor de echivalenţă a vătămărilor. Factori echivalenţi pentru podurile de cale ferată Factorul de echivalenţă al vătămărilor pentru poduri CF cu deschiderea de până la 100 m este: 4.1max4321 =λ<λ⋅λ⋅λ⋅λ=λ (1.8)

28

- 1λ - factor stabilit funcţie de schema statică, care ţine cont de vătămarea produsă de trafic - Tabelul 9.3 şi Tabelul 9.4 – EN 1993 –2; - 2λ - factor care ţine seama de volumul traficului - Tabelul 9.5 – EN 1993 - 2 ; 12 =λ - pentru un tonaj anual din trafic de 25×106 tone; - 3λ - factor funcţie de durata de viaţă normată a podului - Tabelul 9.6 – EN 1993-2; 13 =λ - pentru o durată de viaţă de 100 ani; - 4λ - factor care ia în considerare existenţa mai multor linii de cale ferată pe pod - Tabelul 9.7- EN 1993 - 2 ; 4λ = 1 - pentru o linie CF;

- ecarturile de tensiuni: minPmaxPP σ−σ=σΔ (1.9.a) minPmaxPP τ−τ=τΔ (1.9.b) - 2φ - coeficientul dinamic , conform EN 1991-2:

82.02.0L

44.12 +

−=φ

φ

(1.10)

- φL - lungimea determinantă a elementului structural verificat, conform EN 1991-2; - Ffγ - coeficient parţial de siguranţă pentru acţiunile de oboseală. Dacă în proiect nu este specificat altfel, Ffγ =1;

- Mfγ - coeficient parţial de siguranţă pentru rezistenţa la oboseală, conform EN 1993-1-9 – Tabelul 1.8. Tabelul 1.8 Coeficientul fMγ

Consecinţa cedării Metoda de evaluare redusă importantă

Vătămare tolerată 1.00 1.15

Siguranţă de viaţă 1.15 1.35

Pentru cazurile uzuale de proiectare coeficienţii 321 ,, λλλ sunt prezentaţi în tabelele 1.9.a; b; c.

Tabelul 1.9.a Coeficientul 1λ

29

Tabelul 1.9.b Coeficientul 2λ

Trafic pe an [106t] 5 10 15 20 25 30 35 40 50

2λ 0.72 0.83 0.90 0.96 1.00 1.04 1.07 1.10 1.15

Tabelul 1.9.c Coeficientul 3λ

Durata de viaţă [ani] 50 60 70 80 90 100 120

3λ 0.87 0.90 0.93 0.96 0.98 1.00 1.04

Pentru cazurile uzuale de proiectare, lungimea determinantă φL este dată în tabelul 1.10. Tabelul 1.10

CAZ ELEMENTUL STRUCTURAL LUNGIMEA DETERMINANTĂ φL Platelaj metalic - calea închisă în cuvă de balast (platelaj ortotrop – tensiuni locale)

Platelaj cu rigidizări transversale şi nervuri (rigidizări) longitudinale continue 1.1. Tola (pentru ambele direcţii) - 3 × distanţa antretoaze 1.2. Rigidizări longitudinale - 3 × distanţa antretoaze 1 1.3. Antretoaze (rigidizări transversale) - 2 × lungime antretoază Platelaj prevăzut numai cu rigidizări transversale 2.1. Tola (pentru ambele direcţii) - 2 × distanţa antretoaze + 3 m 2 2.2. Antretoaze - 2 × distanţa antretoaze + 3 m

Grinzile căii – calea deschisă (pentru tensiuni locale şi transversale) – se recomandă 3Φ

3.1. Lonjeron: - ca element al reţelei de grinzi - 3 × distanţa antretoaze - simplu rezemat - distanţa antretoaze + 3 m 3 3.2. Antretoaze - 2 × lungime antretoază

Platelaj din beton cu calea în cuvă de balast 4 A se vedea tabelul 6.2 din EC 1- 2

Grinzi principale 5.1. Grinzi simplu rezemate - deschiderea grinzii

5 5.2. Grinzi continue peste n reazeme mLkL ⋅=Φ ; ∑= im L

n1L

n 2 3 4 5≥ k 1.2 1.3 1.4 1.5

Factori echivalenţi pentru poduri rutiere Factorul echivalent corespunzător vătămării λ pentru podurile de şosea a căror deschidere nu depăşeşte 80 m se obţine astfel:

λ = λ 1 × λ 2 × λ 3 × λ 4 dar maxλ≤λ (1.11)

30

în care:

λ 1 - factor care ţine seama de efectul vătămării din trafic şi depinde de lungimea sau suprafaţa de influenţă;

λ 2 - factor care ţine seama de volumul traficului; λ 3 - factor care ţine seama de durata de viaţă proiectată a podului; λ 4 - factor care ţine seama de traficul de pe alte benzi; λmax - valoarea maximă a factorului λ - ţinând seama de limita de oboseală. Factorul λ 1 Pentru stabilirea factorului λ 1, lungimea critică a liniei sau a suprafeţei de influenţă se consideră după cum urmează: a) pentru momente: - pentru o deschidere simplu rezemată, lungimea deschiderii Li; - pentru grinzi continue, pentru secţiuni din mijlocul deschiderii, a se vedea figura 1.11,

lungimea deschiderii Li luată în considerare; - pentru grinzi continue, pentru secţiuni pe reazem, a se vedea figura 1.11, media a

două deschideri Li şi Lj adiacente acelui reazem; - pentru antretoaze care susţin lonjeroni, suma a două deschideri adiacente a

lonjeronilor susţinuţi de antretoază.

Fig.1.11

b) pentru forfecare, pentru o deschidere simplu rezemată şi pentru grinzi continue: - pentru secţiune pe reazem, a se vedea figura 1.11, deschiderea Li luată în

considerare; - pentru secţiune din mijlocul deschiderii, a se vedea figura 1.11, 0,4 x deschiderea Li

luată în considerare. c) pentru reacţiuni: - pentru reazemul de capăt, deschiderea Li luată în considerare; - pentru reazeme intermediare, suma a două deschideri adiacente Li + Lj.

d) pentru poduri în arc: - pentru tiranţi, de două ori lungimea tiranţilor; - pentru arc, jumătate din deschiderea arcului.

31

Se recomandă utilizarea factorilor λ1 din figura 1.12.

λ 1 pentru momente la poduri de şosea

la mijlocul deschiderii pe reazem

Lungimea deschiderii L [m] Lungimea deschiderii L [m]

Fig.1.12 Factorul λ 2 se calculează cu relaţia:

5/1

0

Obs

0

1m2 N

NQQ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=λ (1.12)

în care: Qmi este greutatea medie brută (kN) a camioanelor de pe banda lentă obţinută cu relaţia:

5/1

i

5ii

1m nQn

Q ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

∑∑ ; Q0 = 480 kN ; N0 = 0,5 x 106 ;

NObs este numărul total de camioane pe an, pe banda lentă; Qi este greutatea brută a camionului i de pe banda lentă, precizată de autoritatea competentă, în kN; ni este numărul camioanelor cu greutatea brută Qi de pe banda lentă precizată de autoritatea competentă.

Pentru valori indicate ale Qm1 şi NObs , λ2 poate fi obţinut din tabelul 1.11.

Tabelul 1.11. Valori - λ 2 NObs Qm1 0,25×106 0,50×106 0,75×106 1,00×106 1,25×106 1,50×106 1,75×106 2,00×106

200 0,362 0,417 0,452 0,479 0,500 0,519 0,535 0,550 300 0,544 0,625 0,678 0,712 0,751 0,779 0,803 0,825 400 0,725 0,833 0,904 0,957 1,001 1,038 1,071 1,100 500 0,907 1,042 1,130 1,197 1,251 1,298 1,338 1,374 600 1,088 1,250 1,356 1,436 1,501 1,557 1,606 1,649

Factorul λ 3 se calculează cu relaţia:

32

5/1

Ld3 100

t⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛=λ (1.13)

în care tLd este durata de viaţă proiectată a podului în ani, tabelul 1.12.

Tabelul 1.12. Valori - λ 3 Durata de viaţă proiectată în ani 50 60 70 80 90 100 120

Factorul λ3 0,871 0,903 0,931 0,956 0,979 1,00 1,037 Durata de viaţă proiectată a podului recomandată este: tLd = 100 de ani. Factorul λ 4 se determină cu relaţia:

5/15

1m1

mkk

1

k5

1m1

3m3

1

35

1m1

2m2

1

24 Q

QNN

QQ

NN

QQ

NN1

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ηη

++⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ηη

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ηη

+=λ (1.14)

în care: k - numărul benzilor cu trafic greu; Nj - numărul camioanelor pe an, de pe banda j; Qmj - greutatea medie brută a camioanelor de pe banda j; ηj - valoarea liniei de influenţă a efortului secţional care produce ecartul de efort unitar

în mijlocul benzii, care se introduce în ecuaţia (1.14) cu semn pozitiv. Factorul λmax se obţine din spectrul eforturilor unitare corespunzătoare. Se recomandă utilizarea factorilor λmax din figura 1.13.

Valori λmax în mijlocul deschiderii pe reazem

Lungimea deschiderii L [m] Lungimea deschiderii L [m]

Fig.1.13

33

1.10. ALTE CAUZE MAJORE DE PRODUCERE A AVARIILOR ŞI ACCIDENTELOR Fără a detalia aceste cauze, sau a le neglija, enumerăm o parte din cauzele care au condus la producerea unor avarii sau accidente a podurilor metalice :

- tasarea, subspălarea sau deplasarea laterală a fundaţiilor, pilelor şi culeelor; - suprasolicitarea structurii;

- compromiterea structurii prin scoaterea din funcţiune a unor elemente, datorită

unor accidente de circulaţie, accidente în timpul montajului (lovirea unor bare etc.);

- intrarea în rezonanţă a unor tabliere datorită mersului cadenţat (trecerea soldaţilor) sau la trecerea vehiculelor;

- deficienţe de proiectare şi execuţie a îmbinărilor, atât de atelier, cât mai ales a celor de montaj;

- defecte ascunse de material, defecte în cordoanele de sudură, fenomenul de îmbătrânire a oţelului;

- defecte la aparatele de reazem; - defecte de proiectare, care conduc la suprasolicitări (excentricităţi la prinderea

barelor în noduri); - tehnologie de montaj montaj necorespunzătoare; - tasări de reazem la grinzile continui, etc.

Lovirea unei pile de către autovehicul

Cedare pod datorită afuierii pilelor

Evenimente catastrofale

34

2. INSPECŢIA TEHNICĂ A PODURILOR. PROBLEMATICA UZURII

2.1. INSPECŢIA TEHNICĂ A PODURILOR METALICE Programul de inspecţie tehnică cuprinde operaţiile de observare şi control a podurilor metalice pentru a stabili modul de comportare a acestora sub acţiunea încărcărilor permanente şi a celor utile, precum şi ca urmare a acţiunii factorilor atmosferici, în urma cărora să se poată pune în evidenţă eventualele defecte sau deficienţe apărute în decursul exploatării construcţiei şi apoi să permită stabilirea măsurilor care se impun pentru remedierea acestora. Inspecţiile tehnice se clasifică în următoarele categorii:

- inspecţii curente; - inspecţii periodice; - inspecţii speciale; - inspecţii tematice.

2.1.1. Inspecţia tehnică curentă Inspecţia tehnică curentă constă în examinarea vizuală a elementelor structurii în

scopul determinării unor defecte sau deficienţe care ar putea afecta capacitatea de rezistenţă sau de stabilitate a structurii sau ar putea conduce la producerea unor accidente de circulaţie.

Periodicitatea şi conţinutul inspecţiei tehnice curente (continue) se stabilesc în detaliu prin instrucţiuni şi ghiduri specifice pentru podurile metalice rutiere şi cele de cale ferată (putându-se uneori stabili ca aceasta să fie efectuată chiar zilnic).

Principalele probleme cere trebuie urmările în cadrul acestei inspecţii sunt următoarele:

- menţinerea aspectului estetic; - starea tehnică si de funcţionalitate a căii podului; - starea spaţiilor de siguranţă; - starea şi buna funcţionare a gurilor de scurgere; - starea şi buna funcţionare a dispozitivelor de compensare a căii; - starea şi buna funcţionare a dispozitivelor de racordare a căii pe pod cu calea

pe terasamente; - existenţa unor eventuale deformaţii la elemente componente ale structurii de

rezistenţă, cu deosebire la grinzile principale, cauzate în special prin lovirea produsă de vehiculele cu transporturi agabaritice;

- starea generală a infrastructurilor şi a anexelor acestora (aripi, sferturi de con, pinteni, diguri etc.);

- starea generală a albiei din punct de vedere a vegetaţiei, a obstacolelor vizibile în zona podului, a afuierilor.

35

Remedierea defecţiunilor constatate, în cazul în care acestea sunt minore, se poate face de către personalul care efectuează inspecţia curentă, în caz contrar acestea fiind consemnate în raportul de inspecţie.

La constatarea unor defecţiuni care impun introducerea restricţiilor de circulaţie, se va proceda la marcarea acestora, la început cu mijloace improvizate, urmând ca ulterior să se procedeze la o semnalizare completă, cu indicatoare şi bariere de circulaţie.

2.1.2. Inspecţia tehnică periodică

Inspecţia periodică a podurilor metalice se recomandă să se execute astfel încât să

nu fie întreruptă circulaţia pe pod, sau, în cazul în care acest lucru nu este posibil întreruperile să fie pe o durată cât mai scurtă.

Obiectivele inspecţiilor tehnice periodice cuprind obiectivele inspecţiilor tehnice curente, în plus, se stabileşte starea tehnică a podului pe baza aprecierii defectelor constatate. Aprecierea defectelor se face pe baza unor manuale pentru identificarea defectelor şi a metodelor de remediere a acestora.

Constatărilor făcute cu ocazia inspecţiilor periodice se înscriu în rapoarte sau fişe de inspecţie, iar acestea devin documente tehnice prin analizarea şi evaluarea în continuare a podului şi stau la baza întocmirii programului de întreţinere şi a eşalonării lucrărilor de reparaţii ce urmează să fie efectuate.

Inspecţiile periodice se vor efectua în mod obligatoriu după trecerea gheţurilor, după producerea unor inundaţii mari, cutremure, accidente sau alte situaţii deosebite. În timpul inspecţiilor se vor întocmi profile transversale ale albiei, în dreptul podului, în amonte şi aval, pentru a se putea stabilii modificările survenite fată de inspecţia anterioară şi eventualele tendinţe legate de afuierea şi tasarea infrastructurilor.

2.1.3. Inspecţia tehnică specială

Inspecţia specială are ca scop verificarea stării generale a podului şi de a stabili

măsurile care trebuie luate în cazul în care există avarii sau defecţiuni care pot reduce capacitatea portantă a structurii, respectiv a siguranţei în exploatare.

Inspecţia specială se efectuează în mod obligatoriu în următoarele situaţii: - după producerea unor calamităţi (ploi torenţiale, inundaţii, furtuni puternice,

alunecări de teren, cutremure etc.); - după izbirea infrastructurilor de autovehicule; - deraieri urmate de afectarea structurii podului; - modificări în structura de rezistenţă a podului etc. Inspecţia specială constă în examinarea amănunţită a căii pe pod, a tablierului

metalic, a infrastructurii, precum şi a albiei cursului de apă.

2.1.4. Inspecţia tehnică tematică Inspecţia tehnică se realizează la solicitarea administratorului podului şi constă în

examinarea minuţioasă a structurii podului în scopul detectării tuturor defectelor şi deficienţelor existente, pentru a se putea stabili capacitatea portantă reală a structurii în întregime, sau a unor elemente componente ale acesteia.

Inspecţia tematică poate fi însoţită de încercări de laborator pentru determinarea caracteristicilor fizico-mecanice ale materialelor, sau, în anumite cazuri speciale, de încercări sub sarcină (încercări statice şi dinamice).

36

2.2. DEFINIREA OPERAŢIILOR DE ÎNTREŢINERE ŞI REPARAŢIE

Întreţinerea se defineşte ca fiind totalitatea lucrărilor care se execută cu scopul

de a menţine tablierul în condiţiile tehnice necesare desfăşurării circulaţiei neîntrerupt şi în condiţii de deplină siguranţă, precum şi în stare permanentă de curăţenie şi aspect estetic.

Reparaţia se defineşte ca fiind ansamblul lucrărilor ce urmăresc menţinerea capacităţii tehnice şi estetice a podului, precum şi asigurarea continuităţii circulaţiei în condiţii depline de siguranţă şi confort, la vitezele şi sarcinile indicate în prescripţiile tehnice în vigoare. Lucrările de reparaţie au drept scop aducerea tablierului în situaţia de a satisface atât cerinţele de trafic actuale, cât şi cele dintre două reparaţii, prin eventuala îmbunătăţire a capacităţii tehnice a podului (capacitate de rezistenţă, stabilitate, gabarite etc.).

În cadrul reparaţiilor se întâlnesc următoarele categorii de lucrări: - lucrări planificate:

- lucrări de reparaţii curente (RC); - lucrări de reparaţii capitale (RK).

- lucrări neplanificate: - reparaţii accidentale.

Lucrările de reparaţii curente (RC) sunt lucrări care se execută periodic, la intervale de timp relativ reduse având ca scop reducerea parţială a unor categorii de uzuri (uzurile cu o dezvoltare rapidă), care au afectat tablierul metalic şi construcţiile aferente.

De asemenea prin lucrările de reparaţii curente se asigură condiţiile normale de exploatare, prin executarea unor lucrări de îmbunătăţire a anumitor caracteristici tehnice sau prin înlocuirea, repararea sau refacerea unor elemente care au suferit degradări, şi care nu se pot executa în cadrul lucrărilor de întreţinere obişnuite.

Eficacitatea unei reparaţii se apreciază în funcţie de prelungirea duratei de exploatare a lucrării pe care reuşeşte să o asigure şi în funcţie de costurile care îi sunt asociate.

În raport cu mărimea lucrărilor de întreţinere, efectele lucrărilor de reparaţii se pot întinde pe o perioadă mai mare de timp, iar costurile sunt şi ele corespunzătoare.

Lucrările de reparaţii capitale (RK) sunt lucrările care se execută periodic, la

intervale de timp mai mari şi au ca scopuri principale următoarele: - compensarea cvasitotală a uzurii fizice şi morale; - ridicarea clasei tehnice de încărcare la podurile de şosea. Lucrările de consolidare reprezintă ansamblul de măsuri aplicate unei structuri, nu

neapărat degradată, în scopul creşterii capacităţii ei portante în raport cu cea anterioară, sau a îmbunătăţirii comportării ei în exploatare.

Lucrările de reabilitare şi modernizare grupează intervenţiile care permit readucerea stării fizice şi funcţionale a lucrării la nivelul iniţial, respectiv intervenţiile care permit adaptarea lucrării la cerinţele prezentului.

Scopul modernizării este în general îmbunătăţirea parametrilor de funcţionalitate, datorită modificării volumului şi intensităţii traficului, care cere lărgirea parţii carosabile şi a trotuarelor şi modificarea clasei de încărcare. Intervenţiile în acest caz pot fi de reparare şi consolidare.

Lucrările de reconstrucţie sau înlocuire se referă la podul în întregime, sau numai la un ansamblu de elemente ale acestuia. Situaţia apare ca necesară când podul şi-a atins

37

nivelul minim de performanţă, datorită degradării lui în totalitate, sau când un ansamblu devine neperformant. Reconstrucţia sau înlocuirea unei lucrări, chiar cu schimbarea amplasamentului, trebuie justificată prin durata de viaţă, performanţe şi costuri.

Reparaţiile accidentale sunt lucrările generate de cauze accidentale şi care, de

regulă, se execută imediat după ce s-au produs degradările. Pentru revizie şi întreţinere în figurile 2.1 şi 2.2 sunt prezentate tipuri de platforme, cabine rulante şi instalaţii mobile de inspectare.

Fig. 2.1.a. Platformă rulantă pentru revizia părţii inferioare a suprastructurii

Fig. 2.1.b. Cabină rulantă pentru revizia grinzilor principale

aMm m

Fig. 2.2. Instalaţii mobile de inspectare

38

Lucrări de inspecţie 2.3. UZURA ÎN REGIM NORMAL DE EXPLOATARE

Uzura este un fenomen natural care constă în degradarea progresivă a unei

construcţii (având ca finalitate extremă scoaterea din funcţiune a acestei construcţii) şi depinde, pe de o parte de tipul construcţiei, concepţia de proiectare şi calitatea execuţiei lucrării, iar pe de altă parte, depinde de modul de exploatare şi întreţinere al acesteia. Pentru ca preţul de cost global al unei construcţii să fie cât mai redus este necesar ca această construcţie să poată fi exploatată, în condiţii de siguranţă şi funcţionalitate, timp cât mai îndelungat, în directă legătură cu valoarea iniţială a investiţiei necesară construirii. Astfel, spre deosebire de utilaje unde durata de amortizare este de maxim 15 ani, podurile au o durată medie de 80...100 ani. Uzurile caracteristice construcţiilor şi podurilor metalice se pot împărţi în următoarele categorii:

- uzura fizică dinamică: - uzura căii pe pod; - slăbirea niturilor şi a buloanelor;

- uzura fizică statică: - detensionarea tiranţilor de întindere; - detensionarea cablurilor de pretensionare; - fenomenul de oboseală; - îmbătrânirea oţelului; - coroziunea;

- uzura accidentală: - deformări de piese şi elemente datorită unor cauze accidentale (loviri

de către mijloacele de transport, incendii, deplasări de reazeme etc.); - uzura morală:

- reducerea valorii de înlocuire datorită progreselor tehnice: • scurtarea timpului de proiectare datorită perfecţionării tehnicii de

calcul; • utilizarea unor materiale noi , mai eficiente şi cu

caracteristici mecanico - fizice superioare; • scurtarea timpului de execuţie prin modernizarea tehnologiilor de

montaj; • ridicarea nivelului de pregătire tehnico-profesională a personalului

din domeniul construcţiilor etc.;

39

- reducerea eficienţei economice a construcţiei (mărirea vitezelor de circulaţie şi a sarcinilor pe osie în cazul podurilor, mărirea încărcărilor utile în cazul construcţiilor industriale).

Dacă pe durata exploatării unei construcţii uzura se manifestă în mod continuu în timp, graficul timp-uzură este o linie dreaptă, figura 2.3, unele piese având o uzură mai rapidă (dreapta OC), altele având o uzură normală (dreapta OM), iar altele înregistrând o uzură lentă (dreapta OK). Uzurile tind să se apropie de o valoare maximă Ut , reprezentând uzura la care construcţia nu mai poate fi exploatată în condiţii de siguranţă corespunzătoare. Uzurile reale, în general, nu sunt proporţionale cu timpul, astfel uzura generată de fenomenul de oboseală are o perioadă de ordinul a 80 de ani, timp în care nu are o influenţă importantă asupra siguranţei în exploatare a construcţiei, pentru ca apoi să apară fisuri din oboseală (a-a') şi ulterior să poată produce chiar ruperea piesei (a'-a", figura 2.3). De asemenea uzura de îmbătrânire este lentă în prima perioadă (O-b), pentru ca după producerea unor evenimente (suprasolicitări), fenomenul de îmbătrânire să se producă brusc (b-b'), după care piesa se poate menţine funcţională până la apariţia fisurilor şi producerea ruperii (b"). Spre deosebire de fenomenul de oboseală şi îmbătrânire a oţelului, unele uzuri sunt mai accentuate în prima perioadă de la darea în exploatare a construcţiei, cum este cazul slăbirilor de nituri.

Fig. 2.3. Creşterea uzurii în raport cu timpul

În cazul podurilor metalice înlăturarea parţială a uzurilor se face printr-un sistem de reparaţii preventive planificate, stabilindu-se prin norme anumite intervale de timp după care podul să fie reparat. Ciclurile perioadelor de reparaţii la podurile metalice sunt prezentate schematic în figura 2.4.

Fig. 2.4. Ciclul reparaţiilor

Uzurile rapide (dreapta OC) sunt înlăturate la intervale scurte (la cca. 7 ani) prin reviziile periodice, fără să se acţioneze asupra uzurilor lente (dreapta OK).

40

Când podul a acumulat o uzură importantă, se execută o reparaţie de volum mare, denumită reparaţie capitală (punctele K1, K2, ... , figura 2.4). Se observă că duratele între reparaţiile capitale se reduc odată cu îmbătrânirea podului, dar trebuie remarcat faptul că unele uzuri nu se pot remedia (dreapta OK), motiv pentru care după un anumit timp reparaţia nu mai este justificată din punct de vedere economic şi podul trebuie înlocuit.

2.4. EXEMPLE DE ACCIDENTE ŞI AVARII MAJORE LA PODURI METALICE În continuare sunt prezentate câteva exemple de accidente şi avarii suferite de poduri metalice, grupate după cauzele principale care au contribuit la producerea acestora. Cedarea unor poduri din fontă Folosirea fontei în elementele podurilor s-a dovedit a fi o soluţie "nefericită", din cauza faptului că piesele din fontă rezistă slab la şocuri şi solicitări de întindere. Mai multe tabliere metalice, în special de cale ferată, au suferit avarii importante; astfel în decurs de 10 ani au căzut 251 poduri de cale ferată. E1. Podul Ashtabula de pe râul Ohio (S.U.A.) Într-o noapte a lunii decembrie 1879, tablierul s-a prăbuşit în râu, împreună cu trenul care trecea peste pod, înregistrându-se 90 de victime. După acest eveniment s-a interzis folosirea fontei în elementele de rezistenţă ale podurilor şi s-a procedat la înlocuirea podurilor de fontă şi a celor din lemn pe reţeaua de căi ferate din S.U.A. În Europa, interzicerea podurilor de fontă la calea ferată s-a făcut cu opt ani înainte, după căderea podului peste Prut de la Cernăuţi. Acţiunea directă şi indirectă a vântului; fenomenul de "fluturare" E2. Podul (pasarela) peste Tweed la Dryburg - Abbey Podul (pasarela) pe lanţuri dispuse în planuri paralele, având deschiderea de 79 m şi o lăţime de numai 1,22 m, constituia totuşi la acea vreme o lucrare remarcabilă. Podul a fost construit între anii 1817-1818 de John şi William Smith, având o structură foarte flexibilă. În timpul unei furtuni, imediat după ce a fost terminat, podul s-a prăbuşit datorită oscilaţiilor verticale şi orizontale foarte puternice. Podul a fost refăcut după trei luni, însă lanţurile au fost aşezate în plane înclinate şi într-o nouă alcătuire. Este prima dată când apare concepţia de rigiditate transversală şi cea de conlucrare spaţială dezvoltată aprofundat mult mai târziu. E3. Podul suspendat de la Brighton-Lancashire Podul a fost construit de către S. Brown în anii 1822-1823, având 4 deschideri de 78 m. Podul s-a prăbuşit în timpul unei furtuni în octombrie 1833 şi a fost refăcut în noiembrie 1836, fiind introduse pentru prima oară contravântuiri orizontale sub pod.

41

E4. Podul peste Firth of Tay la Dundee, în sudul Scoţiei

Pentru a se scurta traseul Edinburg-Aberdeen, trebuiau traversate golfurile Firth of Tay şi Firth of Forth. Iniţial se prevăzuse ca podul peste golful Tay să aibă lungimea de aproximativ 3100 m şi să fie realizat cu deschideri de 60 m pe pile din zidărie, grinzile fiind continue. Constatându-se că terenul de fundaţie nu era stâncă, cum se preconizase, s-a decis schimbarea pilelor din zidărie cu pile metalice, având înălţimea de 27 m de la nivelul oglinzii apei. Calculul podului la acţiunea vântului a fost întocmit după prevederi mai vechi (datând din anul 1759), care constau în următoarele presiuni:

- 30 daN/m2 - pentru vântul puternic; - 39-43 daN/m2 - pentru vânt foarte puternic; - 59,5 daN/m2 - pentru vijelie.

Podul nu era prevăzut cu contravântuiri orizontale. În februarie 1877 s-a produs un accident, constând din răsturnarea de către vânt a două deschideri, podul refăcut în anul 1878, fiind supus unei încercări de probă prin trecerea a 5 locomotive cuplate, mergând cu viteza de 60 km/h. La puţin timp după inaugurare s-a constatat că legăturile de la pile au cedat impunându-se măsuri de consolidare. În noaptea de 28-29 decembrie 1879, în timp ce pe pod trecea un tren cu persoane, podul se prăbuşeşte, provocând moartea a 75 persoane. În urma expertizei efectuate s-a apreciat că cedarea s-a datorat sistemului de contravântuiri defectuos conceput şi executat, a majorării forţelor din vânt provocate de prezenţa convoiului pe pod, precum şi a unor deficienţe de turnare a pilelor din fontă. Viteza vântului ( după datele unei staţii meteorologice) a fost de 144 km/h, echivalentă cu o presiune de 210 daN/m2, presiune care a condus la un moment de răsturnare mai mare decât cel de stabilitate. Prăbuşirea podului de pe Tay a suscitat multe discuţii şi a avut urmări importante; astfel la proiectarea şi execuţia podului peste fluviul Forth, presiunea de calcul a vântului a fost luată de 270 daN/m2. E5. Podul suspendat de la Tacoma Prăbuşirea podului suspendat, cu deschiderea centrală de 853 m s-a produs în dimineaţa zilei de 7 noiembrie 1940. În ziua avariei podul a fost distrus în decurs de o oră din cauza oscilaţiilor de torsiune şi încovoiere, care au apărut sub efectul unui vânt cu viteza de 18,8m/s. Comisia de experţi numită pentru a analiza cauzele prăbuşirii a ajuns la concluzia că oscilaţiile podului s-au datorat flexibilităţii exagerate a structurii şi a capacităţii reduse de absorbţie a forţelor dinamice. În figura 2.5 sunt reprezentate aspecte din timpul prăbuşirii podului. Inginerii americani au studiat în continuare acţiunea dinamică a vântului, pe diferite modele de poduri, într-un tunel aerodinamic construit special în acest scop, la Universitatea din Washington. Primul model studiat (scara 1:50), a fost chiar cel al podului prăbuşit de la Tacoma. În cursul încercărilor în tunelul aerodinamic, modelul reproducea în bune condiţii oscilaţiile de torsiune şi încovoiere observate la construcţia reală (care au fost filmate de un amator aflat la locul accidentului).

42

Fig. 2.5. Podul Tacoma Narrows în momentul prăbuşirii

Pe baza rezultatelor şi a concluziilor la care s-a ajuns în urma acestor studii şi cercetări, s-a întocmit un nou proiect pentru reconstrucţia acestui pod, care a fost executat şi dat în folosinţă la 10 ani după accident. La noul pod (figura 2.6) deschiderile şi dimensiunile globale au rămas aceleaşi cu a podului prăbuşit, cu excepţia lăţimii, care a fost mărită de la 11,90 m la 18,29 m. Grinda de rigidizare a fost executată dintr-o grindă cu zăbrele cu înălţimea de 10,06 m, în locul grinzii cu inimă plină cu înălţimea de 2,44 m. De asemenea au fost luate măsuri speciale de alcătuire, pentru amortizarea oscilaţiilor.

Fig. 2.6. Podul nou Tacoma Narrows

Fenomenul de fragilizare a oţelului E6. Podul peste valea Rudersdorf, lângă Berlin (Germania) Podul pentru autostradă, a fost construit în anul 1936, având două fire de circulaţie, a câte două benzi fiecare. Fiecare fir de circulaţie este susţinut de două grinzi principale cu inimă plină, calea fiind alcătuită dintr-o placă de beton armat. În timpul execuţiei podului a fost efectuat un control sever al sudurilor (cu raze Rontgen), iar defectele constatate au fost reparate. În noaptea de 2-3 ianuarie 1938, la o temperatură de -12oC, când podul nu era încărcat, talpa inferioară şi inima unei grinzi (pe cca. 2/3 din înălţime) au plesnit, prezentând ruperi casante (fragile). Ulterior s-a produs şi o altă rupere casantă la o grindă principală din altă deschidere.

43

Cercetările întreprinse au stabilit că principala cauză a producerii fisurilor ce au amorsat ruperile fragile a fost starea de eforturi triaxială din cordoanele de sudură longitudinale ce legau tălpile de inimă. Această stare de eforturi s-a datorat şi faptului că rigidizările transversale ale inimilor (păsuite în tălpi), au fost sudate de inimi înainte de a se suda tălpile. Prin sudarea ulterioară a tălpilor, deformaţia de ciupercare a acestora, datorită contracţiei transversale, a fost împiedicată în dreptul rigidizărilor. Ca urmare a acestui accident în Germania se introduce proba Kommerell de încercare la îndoire a epruvetelor încărcate longitudinal cu sudură, pentru stabilirea sudabilităţii oţelurilor şi se stabilesc anumite reguli de proiectare şi execuţie a construcţiilor metalice sudate, reguli valabile şi în prezent. E7. Accidente la poduri din Belgia Între anii 1933-1938 în Belgia s-au construit 52 poduri sudate de tip grinzi Vierendeel, dintre care 6 au suferit rupturi, iar unul s-a prăbuşit în albie. Podul de la Hasselt, peste canalul Albert s-a prăbuşit în dimineaţa zilei de 14 martie 1938, la o temperatură scăzută. Prăbuşirea a durat 6 min. de la zgomotul produs de prima fisură, însă din fericire în momentul prăbuşirii pe pod nu se aflau oameni şi prin urmare pagubele au fost numai materiale. Dimensiunile şi caracteristicile principale ale podului erau (fig. 2.7):

- grinzile principale parabolice din 12 panouri, cu deschiderea : 74,52 m; - distanţa între axele grinzilor principale : 10,40 m; - săgeata : 10,90 m; - înălţimea tălpilor : -1,20 m - talpa inferioară;

-1,00 m - talpa superioară.

Fig. 2.7. Podul de la Hasselt. Schemă şi dimensiuni

Podul a fost realizat din oţel Thomas necalmat, folosit în mod curent în acel timp în construcţiile metalice, cu caracteristicile rσ =4200...5000daN/cm2 şi rδ =20...40 %. Prăbuşirea a fost precedată de zgomote puternice, iar podul s-a lăsat încet în canal, talpa superioară acţionând ca o boltă care a împiedicat prăbuşirea bruscă.

44

Podul peste canalul Albert la Herenthals - Odene, cu deschiderea de 61,50 m se rupe în ziua de 19 ianuarie 1940, iar Podul peste canalul auxiliar la Kaulille, cu deschiderea de 48,75 m se rupe în ziua de 25 ianuarie 1940. La aceste poduri nu s-a produs prăbuşirea, deoarece lonjeronii au preluat eforturile din tălpile inferioare complet secţionate. În urma cercetărilor aprofundate efectuate asupra podurilor sudate rupte în Belgia, s-a ajuns la concluzia că aceste accidente au fost provocate de trei cauze principale şi anume:

- materialul de bază necorespunzător (oţelul Thomas necalmat, sensibil la îmbătrânire şi cu o comportare fragilă la temperaturi scăzute);

- detalii constructive defectuos concepute, care au condus la crearea unor zone cu concentrări puternice de eforturi (stări de eforturi bi şi triaxiale);

- procesul tehnologic de execuţie necorespunzător, care a introdus în unele piese tensiuni reziduale cu valori ridicate.

Ca urmare a accidentelor care au avut loc, în anul 1940 s-a interzis utilizarea oţelului Thomas la construcţia podurilor sudate. E8. Podul "Duplessis" peste râul Maurice Podul a fost realizat din grinzi cu inimă plină continue şi cu platelajul din beton armat, cu deschiderea centrală de 54,90 m şi cele de capăt de 47,75 m. Podul a fost dat în circulaţie în anul 1947, iar în cursul iernii anului 1951 (după 27 luni), au apărut primele două fisuri, ocazie cu care s-au efectuat lucrări de reparaţie şi podul a fost pus sub observaţie. Cu câteva zile înainte de accident, podul a fost supus unei reexaminări amănunţite, dar nu s-au găsit motive de îngrijorare. S-a constat că oţelul folosit la construcţia podului a fost foarte neomogen şi de calitate inferioară. Principalele caracteristici ale acestuia au fost cσ =1950...4018 daN/cm2, conţinutul de carbon până la 0,40 % (foarte mare), sulf 0,116 %, urme de zgură. E9. Podul de şosea din Melbourne (Australia) Acest pod a prezentat ruperi casante la tălpile inferioare în iarna anului 1962 (luna iulie) şi a primit o săgeată de 300 mm. Podul a fost consolidat şi se află şi azi în circulaţie. Pierderea stabilităţii locale sau generale E10. Podul peste râul Broye la Payerne (Elveţia) Podul avea deschiderea de 30 m, iar după ce a fost terminat s-a încercat capacitatea portantă prin încărcare cu butoaie pline cu apă, podul rezistând încercării. După banchetul organizat cu această ocazie, lucrătorii au aruncat butoaiele peste balustradă, lovind puternic grinzile podului. Grinzile s-au deformat şi unele bare au flambat, provocând prăbuşirea podului. E11. Podul peste Birs, lângă Basel (Elveţia) Podul deservea linia Jura-Simplon, având deschiderea de 42 m, realizat pe grinzi cu zăbrele parabolice. Podul a fost construit în perioada 1874-1875, iar în septembrie

45

1881, una din culeele podului este avariată de o viitură, însă podul este reparat. Podul a mai fost supus unei revizuiri şi consolidări în anul 1890, pentru a putea prelua noile sarcini mai mari, impuse de traficul pe căile ferate elveţiene. În ziua de 14 iulie 1891 la trecerea unui convoi feroviar compus din două locomotive, două vagoane bagaje - poştă şi 10 vagoane de călători, podul se rupe la mijloc, provocând moartea a cca. 100 persoane şi rănirea a altor 130. Cu ocazia expertizelor efectuate de către specialişti cu mare reputaţie în domeniu s-au stabilit drept cauze următoarele:

- diagonale prea slabe, îmbinate cu excentricităţi mari, care au favorizat flambajul acestora;

- calitatea inferioară a oţelului; - lipsa unei rigidizări spaţiale suficiente.

E12. Podul peste St. Laurenţiu la Quebec (Canada) Podul de cale ferată era alcătuit din grinzi în console şi avea la acea vreme cea mai mare deschidere - 548,60 m şi o lungime totală de 987,50m. Pentru execuţia podului s-au utilizat două mărci de oţeluri :

- oţel semidur cu rezistenţa la rupere rσ =4500 daN/cm2 şi alungirea rδ =22 %; - oţel moale cu rσ =4100 daN/cm2 şi rδ =25 %, iar îmbinările s-au realizat cu

buloane speciale.

Construcţia a fost începută în anul 1904 şi executată în consolă. Barele de dimensiuni mari (unele aveau cca. 100 t greutate şi până la 30m lungime), erau executate în uzină şi aduse cu vapoare speciale de transport la şantier. Podul Quebec. Montajul în consolă (23 august 1907), la 6 zile înainte de prăbuşire

m

m

Înainte de accident s-a observat că la o bară de 17,50 m lungime a tălpii inferioare a consolei există devieri de la axă de 38 şi 51 mm, bara luând forma unui S. În ziua de 29 august 1907, în mai puţin de 90 s se produce prăbuşirea construcţiei, împreună cu persoanele aflate pe pod (86, din care scapă 11 persoane), prăbuşire precedată de zgomote foarte puternice.

Raportul de expertiză întocmit de comisia de expertiză instituită de guvernul canadian, arată că accidentul s-a produs din cauza ruperii tălpii inferioare a consolei dinspre malul drept, de lângă pila centrală. S-a constatat că au fost forfecate niturile din zăbrelele ce legau cele patru inimi.

46

Ca urmare a acestui accident şi a altora similare, s-a început reexaminarea problemei flambajului barelor cu secţiune compusă . S-a hotărât refacerea proiectului şi a podului prăbuşit, însă la montajul grinzii centrale (septembrie 1916), ruperea unei părţi din sistemul de ridicare, produce prăbuşirea grinzii în albie. Refăcută, această grindă a fost montată în anul 1917, dată de la care podul este în funcţiune. În figura 2.8 se prezintă schematic structurile podurilor peste fluviul St. Laurenţiu (a) şi cel al podului de la Firth of Forth (b).

Fig. 2.8. Podul peste fluviul St. Laurenţiu la Quebec (a) Podul de la Firth of Forth (b)

Podul St. Laurenţiu

Podul Firth of Forth

E13. Al patrulea pod construit peste Dunăre la Viena Podul este realizat ca structură integral metalică (tablier ortotrop) şi are trei deschideri de 120, 210 şi 82 m, deservind 6 fire de circulaţie şi două trotuare, pe o lăţime totală de aproximativ 32 m.

47

Deschiderea centrală de 210 m a fost realizată în consolă, pornind de la pilele intermediare, fără sprijiniri provizorii. Schema secţiunii transversale a podului este arătată în figura 2.9. În seara zilei de 6 noiembrie 1969 s-au produs o serie de zgomote foarte puternice, a căror cauză s-a dovedit a fi producerea unor voalări importante în cele două chesoane şi anume una la mijlocul deschiderii laterale de 120 m şi una în deschiderea centrală, la o distanţă de 243 m faţă de precedenta.

Fig. 2.9. Cel de al 4-lea pod construit pe Dunăre la Viena. Secţiune transversală

Fig. 2.10. Locul de apariţie a articulaţiilor plastice

(inimi voalate) şi redistribuirea momentelor încovoietoare în lungul structurii

Aceste voalări, echivalente cu formarea unor articulaţii plastice, au modificat considerabil solicitările în structură, figura 2.10. Energia eliberată în timpul voalării chesoanelor a fost atât de mare încât a produs trei mici şocuri seismice, la intervale de cca. 5 sec., care au fost înregistrate de seismografele Institutului de Seismologie, situat la o distanţă de 9 km de amplasamentul podului.

Dintre cauzele care au condus la producerea accidentului pot fi menţionate următoarele:

- subevaluarea greutăţii moarte a structurii podului; - acceptarea ipotezei distribuţiei uniforme a greutăţii moarte pe lungimea podului,

neconformă cu realitatea; - diferenţele de temperatură mari ale structurii (~15oC), ziua respectivă fiind foarte

călduroasă;

48

- nu s-au luat în considerare deformaţiile iniţiale dezvoltate în special de cordoanele de sudură şi de variaţiile de grosime a tolelor;

- antretoazele nu aveau rigiditate suficientă. Lucrarea nu s-a prăbuşit în urma voalărilor produse, însă a suferit avarii importante. Reparaţiile podului s-au făcut utilizându-se o tehnică specială şi relativ puţin costisitoare. E14. Podul Milford Haven (Anglia) Podul are o deschidere centrală de 213,50 m, două deschideri laterale de câte 149,50 m fiecare şi patru deschideri marginale de câte 77 m (trei pe malul sud şi una pe malul nord). Secţiunea transversală a tablierului este de forma unui cheson trapezoidal cu bazele de 12,50 şi 6,50 m şi înălţimea de 6,10 m. Tola platelajului este rigidizată cu nervuri longitudinale şi antretoaze distanţate la 4,25 m, acestea fiind prelungite în consolă pentru a susţine trotuarele, astfel că lăţimea totală a podului este de 20,30 m. Suprastructura metalică s-a realizat din 48 chesoane-tronson, sudate, cu o lungime medie de 17,10 m şi o greutate de cca. 100 t. În momentul producerii accidentului situaţia era cea prezentată în fig. 2.11. Accidentul s-a produs în ziua de 2 iunie 1970, fără vânt, la o temperatură exterioară de 22oC. Accidentul s-a produs în partea construită a laturii de sud, în momentul când se făceau pregătiri pentru punerea în operă a tronsonului 40 şi a constat în prăbuşirea părţii în consolă (chesoanele 41, 42, 43 şi jumătate din 44). Prăbuşirea s-a produs în 8 sec. şi a provocat moartea a 4 muncitori şi alţi 2 au fost răniţi grav. S-a apreciat drept cauză principală a prăbuşirii, capacitatea portantă insuficientă a diafragmei de pe pila 6.

Fig. 2.11. Situaţia montajului în momentul accidentului

Intrarea în rezonanţă a unor poduri E15. Podul peste Irwell la Manchester (Anglia) Podul a fost construit în anul 1825 fiind o structură suspendată pe lanţuri, cu deschiderea de 42 m.

49

În anul 1831, în timp ce trecea pe pod o unitate militară, podul s-a prăbuşit brusc, însă din fericire nu s-a înregistrat nici un mort. E16. Podul peste râul Maine (Franţa) Podul a fost construit între anii 1835-1838, fiind un pod suspendat pe cabluri, având deschiderea de 104,50 m, săgeata f = l / 11,6 şi lăţimea de 7,20 m. Podul prezenta oscilaţii la trecerea vehiculelor, motiv pentru care s-au efectuat încărcări de probă cu 100 daN/m2 şi apoi cu 200 daN/m2, în urma cărora s-a ajuns la concluzia că nu există motiv de îngrijorare în ceea ce priveşte rezistenţa podului.

În dimineaţa zilei de 16 aprilie 1851 la trecerea unui batalion de infanterie şi pe timpul unui vând mai puternic, podul a început să oscileze şi au cedat cablurile portante, producându-se prăbuşirea podului, prăbuşire soldată cu moartea a 226 soldaţi, care s-au înecat în râu.

Modificarea condiţiilor de trafic

E17. Consolidarea Podurilor Dunărene În septembrie 1895 a avut loc inaugurarea complexului de poduri dunărene dintre

Feteşti şi Cernavodă în lungime totală de 4088 m. Deschiderea centrală a podului peste Dunăre la Cernavodă de 190 m, era cea mai mare în Europa la acea perioadă. Proiectul podurilor a fost încredinţat inginerului Anghel Saligny, în anul 1887, după ce două concursuri internaţionale nu au obţinut rezultatele aşteptate, iar oferta pentru livrarea tablierului a fost obţinută de către Compania Fives-Lille din Paris, în anul 1890. La data proiectării podurilor (1889), deoarece nu exista un normativ de calcul, Anghel Saligny a stabilit un convoi de calcul alcătuit din locomotive cu 4 osii de 13 t sau 5,5 t/m şi o sarcină uniform distribuită de 3,5 t/m, considerat a fi acoperitor. Oţelul din care a fost construit podul are următoarele caracteristici :

- rσ = 4500 daN/cm2; - cσ = 2500 daN/cm2; - rδ = 20 %;

Conform unei circulare franceze din anul 1891 au fost prevăzute următoarele rezistenţe admisibile :

- aσ = 850 daN/cm2 - pentru structură; - aσ = 750 daN/cm2 - pentru grinzile căii; - Raσ = 60 daN/cm2 - efortul unitar admisibil la oboseală.

Podurile au fost avariate în cursul celor două războaie mondiale, podul Borcea fiind distrus şi refăcut între anii 1920-1921. În anii ce au urmat celui de-al II-lea război mondial, traficul a crescut foarte mult, concomitent cu creşterea tonajului, care a ajuns la 20-25 t / osie la locomotive şi 7,5 t / m la vagoane. Aceste încărcări au suprasolicitat un timp îndelungat suprastructura podurilor, impunând efectuarea unor lucrări de consolidare. Au fost întreprinse studii aprofundate şi s-au calculat eforturile în structură din încărcările reale, ţinând cont şi de conlucrarea spaţială; s-a verificat calitatea oţelului, constatându-se că are caracteristici apropiate cu OL 37 şi nu prezintă stare avansată de oboseală, fiind posibilă consolidarea .

50

Consolidarea a fost proiectată şi executată pe toată lungimea podurilor, la un convoi T 8,5 (85 kN/m), cu un coeficient dinamic Ψ = 1,2 şi o rezistenţă admisibilă a oţelului, aσ = 1400 daN/cm2. În continuare se prezintă soluţiile de consolidare ale tablierului cu console, figura 2.12.

Fig. 2.12. Schema geometrică a tablierului cu console

Podul peste Dunăre „ Carol I” de la Cernavodă Talpa inferioară s-a consolidat prin dispunerea unui al treilea perete, montat în exteriorul tălpii existente şi prins elastic cu diafragme. Diagonalele. La diagonalele comprimate s-au adăugat platbande pe inima elementului, consolidându-se prinderile în noduri. Diagonalele întinse au fost consolidate cu elemente uzinate, solidarizate prin pretensionare. Piesele având formă de grindă macaz au permis prin pretensionare (utilizând prese hidraulice de 75 tf), scăderea eforturilor din bare la nivelul celor admisibile. Lonjeronii. Lonjeronii vechi având distanţa interax de 2400 mm, pe care rezemau profile ZORRES, au fost înlocuiţi cu lonjeroni noi, la distanţa de 1600 mm, eclisaţi de console scurte, nituite anterior de antretoaze. Antretoazele având înălţimea în câmp de 2900 mm au fost consolidate în sistem grindă macaz, legătura între tirant şi antretoaze efectuându-se în dreptul lonjeronilor noi. Pentru a mări eficienţa consolidării, s-a introdus un efort iniţial de pretensionare realizat cu ajutorul a două prese hidraulice. După introducerea unui efort de 25 t, s-au intercalat fururi între macaz şi antretoază, eliberând presele. Talpa superioară. Consolidarea tălpii superioare a creat cele mai dificile probleme din punct de vedere tehnic. Tablierul nu este prevăzut cu contravântuire superioară, având numai legături transversale în planul diagonalelor comprimate.

51

Pentru consolidare s-a adoptat soluţia constând din introducerea unei a treia tălpi, dispusă între cele două existente (figura 2.13). Elementele tălpii noi au fost prinse de tălpile existente cu ajutorul unor cadre transversale, fixate în planul tuturor diagonalelor. Fig.2.13. Consolidarea tălpii superioare

Pentru descărcarea de efort a tălpilor existente (inclusiv sarcina permanentă) şi pentru exploatarea capacităţii portante a tălpii noi, s-a prevăzut introducerea unor eforturi iniţiale de pretensionare. Talpa nouă a fost împărţită în trei tronsoane, care după montaj au fost pretensionate separat, iar la capătul tronsoanelor s-au dispus grinzi macaz. Elementele componente ale grinzii noi au avut lungimi de până la 11,5 m şi greutăţi de cca. 12 t.

În figura 2.14 se prezintă schematic sistemul de consolidare a tablierului cu console.

Fig. 2.14. Elemente consolidate în secţiunea tablierului cu console

52

Fazele tehnologice de execuţie a consolidării tălpii superioare au fost următoarele:

- montarea cadrelor din planul diagonalelor, prinse nituit de grinzile principale; - montarea tronsoanelor tălpii suplimentare, joantele rămânând nedefinitivate

(rostul de la joante era de 10 mm, respectiv de 20 mm, în mijlocul deschiderii centrale);

- prinderea tălpii noi de grinzile macaz şi de cadrele diagonalelor ce converg în nodul respectiv;

- pretensionarea tălpii cu ajutorul unor dispozitive speciale, figura 2.15.

Fig. 2.15. Dispozitiv de pretensionare: a-talpa nouă; b-jug; c-presă hidraulică; d-rost de montaj.

Aceste dispozitive au fost alcătuite din piese turnate, introduse prin ferestrele practicate în inima tronsoanelor de talpă. Efortul de pretensionare a fost diferenţiat, fiind cuprins între 175-360 tf, acesta fiind introdus cu ajutorul unor prese hidraulice de 200 tf.

- executarea joantelor prin îmbinări nituite (300...400 nituri / joantă). Contravântuirea inferioară S-a adoptat soluţia de consolidare directă a barelor acesteia, pentru prinderea în noduri nefiind necesare intervenţii . Lucrările de consolidare a podurilor dunărene s-au desfăşurat pe o perioadă de 4 ani (1963-1967), cu un număr mediu de 120 muncitori montatori. A fost introdus în operă 4128 t de material nou, din care 1420 t a fost prelucrat în atelierul şantierului şi s-au scos 685 t de material vechi. În medie s-a adăugat 27 % material nou şi s-au bătut cca. 70 nituri / t . La cele două tabliere cu console de la podul "Ing. Anghel Saligny", pentru fiecare s-a montat 995 t material nou, repartizat astfel:

- 248 t - în diagonale; - 173 t - în lonjeroni; - 77 t - în antretoaze; - 140 t - la talpa inferioară; - 324 t - la talpa superioară.

2.5. NOŢIUNI DE FIABILITATE A STRUCTURILOR În acest paragraf se prezintă unele aspecte practice legate de aprecierea fiabilităţii structurilor de poduri metalice, rezultate cu ocazia efectuării unor expertize tehnice la mai multe poduri din zona centrală şi de nord a Transilvaniei.

53

Acestea au condus la concluzia că podurile metalice sunt construcţii care se pot încadra în categoria celor cu fiabilitate "ridicată", cu condiţia efectuării unor lucrări minime de întreţinere pe parcursul exploatării acestora, respectiv atingerea sau depăşirea duratei de viaţă, obişnuit prezumată de 100 ani. 2.5.1. Aspecte generale Fiabilitatea, sau siguranţa în exploatare a unui produs, este o caracteristică a calităţii acestuia şi exprimă ceea ce am putea numi "componenta timp" a acestei calităţi. Definirea fiabilităţii se face în general în termeni probabilistici, în esenţă aceasta fiind exprimată ca fiind probabilitatea ca obiectul sau sistemul luat in studiu să-şi îndeplinească în mod adecvat funcţiunea pentru care a fost creat, cel puţin un timp t0 dat, în condiţiile de exploatare prevăzute în faza de concepţie. Fiabilitatea, fiind o probabilitate, exprimarea matematică este un număr cuprins între 0 şi 1 (sau un procent), teoria fiabilităţii fiind astăzi o disciplină inginerească având la bază teoria probabilităţilor şi statistica matematică. Pentru ca preţul de cost global al unei construcţii să fie cât mai redus, este necesar ca această construcţie să poată fi exploatată, în condiţii de siguranţă şi funcţionalitate, o durată cât mai îndelungată, respectiv apropiată sau chiar mai mare decât durata de amortizare a investiţiei, apreciată la cca. 100 ani în cazul podurilor metalice. În acest caz putem aprecia că fiabilitatea construcţiei este "ridicată" din punct de vedere calitativ, iar cantitativ se apropie de valoarea unitară, respectiv în procente tinde spre 100%. Aşa cum s-a arătat, uzura este un fenomen natural care constă în degradarea progresivă a unei construcţii (având ca finalitate extremă scoaterea din funcţiune a acesteia) şi depinde, pe de o parte, de tipul construcţiei, concepţia de proiectare şi calitatea execuţiei lucrării, iar pe de altă parte, depinde de modul de exploatare şi întreţinere a acesteia. Uzura fizică statică şi dinamică, cu deosebire coroziunea elementelor din oţel, uzura accidentală cauzată în special de lovirea barelor, deformaţii excesive etc., pot conduce la necesitatea efectuării unor lucrări de reabilitare şi consolidare, în vederea asigurării funcţionalităţii şi siguranţei în exploatare a construcţiei în ansamblu şi al părţilor componente ale acesteia. Lucrările de consolidare au de cele mai multe ori, ca principal scop, mărirea capacităţii portante a elementelor şi implicit a întregii structuri, această situaţie fiind creată prin apariţia unor sporuri de încărcări intervenite pe parcursul exploatării construcţiei, ca rezultat al modificării condiţiilor de trafic (creşterea sarcinilor pe osie, creşterea vitezei de circulaţie şi a frecvenţei convoaielor). De asemenea, necesitatea efectuării unor lucrări de consolidare poate să rezulte datorită modificării gabaritelor pe orizontală (la podurile de şosea) sau pe verticală (la podurile de cale ferată datorită electrificării liniei). În continuare se prezintă câteva degradări şi avarii constatate la diferite poduri metalice, unele din aceste poduri făcând obiectul unor expertize tehnice efectuate relativ recent. 2.5.2. Degradări uzuale constatate şi

aprecierea stării tehnice a podurilor În conformitate cu "Instrucţiuni pentru stabilirea stării tehnice a unui pod, AND 522-2002", în cazul podurilor de şosea, stabilirea stării tehnice a unui pod se realizează prin

54

evaluarea tuturor indicilor de calitate şi funcţionalitate şi se exprimă prin indicele total de calitate IST, calculat cu relaţia:

∑∑=

=

=

=

+=5i

1ii

5i

1iiST FCI (2.1)

unde: Ci – indicii de calitate ai stării tehnice; Fi – indicii de funcţionalitate. Indicii de calitate şi de funcţionalitate (Ci sau Fi) se calculează cu relaţiile: Ci = 10 - Dc (2.2a) Fi = 10 - Df, (2.2b) în care Dc, respectiv Df reprezintă numărul de puncte care caracterizează defectele existente constatate la elementele structurii, respectiv la caracteristicile de funcţionalitate. Evaluarea indicilor de calitate Ci se stabileşte pentru situaţia cea mai defavorabilă, respectiv cea care corespunde degradărilor sau defectelor celor mai mari, luate o singură dată, caracterizate conform catalogului de defecte. În funcţie de valoarea indicelui total de calitate IST, se defineşte clasa stării tehnice, cuprinsă între I şi V. În figurile 2.16...2.29 sunt prezentate degradări şi avarii constatate la poduri metalice, unele din acestea servind la aprecierea stării tehnice cu ocazia efectuării expertizelor tehnice.

Fig.2.16. Deformarea prin lovire a contravântuirii orizontale superioare

Fig.2.17. Montant al grinzii principale deformat prin lovire

Fig.2.18. Pierderea stabilităţii generale a unui tablier pe grinzi principale cu zăbrele

Fig.2.19. Deformarea şi fisurarea unei bare (oţel îmbătrânit)

55

Fig.2.20. Comportarea fragilă a oţelului îmbătrânit

în urma deformării barei prin lovire

Fig.2.21. Cedarea unei bare in

dreptul găurilor de nit

Fig.2.22. Bare deformate prin lovire: a)diagonală cu zăbrele; b)montant cu zăbrele; c)montant cu inimă plină

Fig.2.23. Bară cu elementele

din alcătuire deformate

Fig.2.24. Bare cu elemente distruse: a) cornier rupt prin lovire;

b)talpa secţiunii distrusă prin agăţare la lovire

M

Fig.2.25. Nod puternic distrus prin coroziune

Fig.2.26. Eclisă puternic deformată

56

Fig.2.27. Montanţi cu zăbrele deformaţi prin lovire de către vehicule: a)deformaţie de răsucire; b) deformarea unei tălpi; c) deformarea unei tălpi şi ruperea parapetului

Fig.2.28. Bare deformate prin lovire: a), b) diagonale cu zăbrele;

c) fisurarea unei bare la producerea impactului Trebuie menţionat faptul că unele din aceste poduri au fost construite in jurul anului 1900 şi sunt încă în funcţiune - prin urmare au o durată de exploatare de peste 100 de ani (spre exemplu pod peste râul Crasna în judeţul Satu Mare, figura 2.29).

Fig.2.29. Pod pe grinzi cu zăbrele cu deschiderea L=25 m, având durata de exploatare de peste 100 ani

ca b

a b c

57

3. MĂSURI PREVENTIVE DE REDUCERE A UZURILOR FIZICE STATICE

3.1. PROTECŢIA ANTICOROZIVĂ Acoperiri protectoare Efectele negative ale coroziunii, manifestate în timp, au condus la concluzia că

alcătuirea construcţiilor din oţel trebuie astfel făcută încât să se împiedice producerea coroziunii pe o perioadă de timp cât mai îndelungată, în mod ideal pe toată durata de existenţă a acestora. Dacă practic acest lucru nu este posibil, se urmăreşte reducerea la minim a operaţiilor de întreţinere anticorozivă în timp.

Deoarece oţelul din construcţii este un material predispus coroziunii şi adesea lucrează în medii prielnice producerii acesteia, el trebuie practic protejat de contactul direct cu aceste medii. Această protecţie se realizează prin acoperire cu vopsele sau alte metale rezistente la coroziune.

În continuare sunt definite şi prezentate condiţiile tehnice generale privind acoperirile protectoare utilizate pentru protecţia anticorozivă a construcţiilor supraterane din oţel.

3.1.1. Sisteme protectoare de acoperire. Protecţia prin vopsire

Sistemele protectoare de acoperire – constituite din totalitatea straturilor care

realizează protecţia anticorozivă, se pot clasifica conform tabelului 3.1.

Tabelul 3.1 Sisteme

de acoperire

Caracteristici Simbol

Cu uscarea peliculelor la aer AVa Prin vopsire Cu uscarea peliculelor la cuptor AVc Termice de zinc AT Prin metalizare cu Zn sau Al AM Metalice Electrochimice de Zn sau Cd AE Termice de Zn şi vopsire AT+AVa Combinate Metalizare cu Zn sau Al şi vopsire AM+AVa

Alegerea sistemului de acoperire protectoare se face de către proiectant, în funcţie

de: durata de folosinţă a elementului ce se protejează, clasa de agresivitate a mediului şi durata de viaţă a protecţiei, conform tabelului 3.2.

Durata de viaţă a unei acoperiri protectoare corespunde timpului după care aceasta ajunge la un grad de deteriorare care necesită refacerea ei pe întreaga suprafaţă a elementului sau construcţiei. În acest interval se efectuează lucrări curente de întreţinere sau remediere a defectelor produse accidental.

58

Tabelul 3.2

Categoria de protecţie Clasa de agresivitate a mediului

1m 2m 3m 4m Notare Semnifi-caţie

Grad de curăţire

Durata acoperirii protectoare în ani

Sisteme de acoperiri

protectoare utilizate

1 15...25 12...20 8...15 3...7 2 13...21 10...17 7...13 2,5...6 3 10...17 8...14 8,5...10 2...5 I Durata

lungă 4 7,5...12 6...10 4...7,5 1,5...3,5

AVa1, AT1, AM3,

AE4, AT+AVa2

AM+AVa2

1 8...14 5...11 4...7 1...2 2 7...12 4...9 3,5...6 0,85...1,7 3 5,5...10 3,5...8 3...5 0,7...1,5 II Durata

medie 4 4...7 2,5...5 2...3,5 0,5...1

AVa, AVc5, AT1,

AM1,3, AE4, At+AVa

6 AM+AVa

1 4...7 3...4 2...3 <1 2 3,5...6 2,5...3,5 1,7...2,5 <0,85 III Durata

scurta 3 3...5 2...3 1,5...2 <0,7 AVa, AVc, AE4

1) Numai în medii 1m şi 2m. 2) Numai în medii 2m, 3m şi 4m. 3) Acoperi prin metalizare cu Zn, numai în medii 1m şi 2m, iar cu Al numai în 1m. Uzual la îmbinări cu SIRP. 4) Numai la şuruburi şi piese de îmbinare de dimensiuni mici. 5) Numai la piese cu pereţi subţiri. 6) Numai în medii 3m şi 4m.

Conform tabelului prezentat, pentru fiecare clasă de agresivitate a mediului

corespund trei categorii de durată a protecţiei. În cazul acoperirilor metalice şi a celor combinate, duratele acoperirilor protectoare

corespund cu cele de pe liniile aferente gradului I de curăţire. Beneficiarii vor asigura urmărirea în timp a comportării acoperirilor protectoare,

precum şi variaţiile concentraţiei agenţilor agresivi, care ar putea schimba clasa de agresivitate a mediului.

Pentru lucrările de reparaţie sau refacere, acoperirile protectoare se stabilesc de către proiectantul lucrării.

La elementele de construcţii noi, sistemele de acoperiri protectoare se aplică pe suprafeţele curăţite în prealabil. Aplicarea se face parţial în uzină, prin aplicarea protecţiei temporare pe întreaga suprafaţă, restul straturilor aplicându-se ulterior, pe şantier. Excepţie fac suprafeţele care devin inaccesibile după asamblare, pe care trebuie aplicate anterior montajului toate straturile sistemului.

Protecţia temporară, la sistemele de acoperiri prin vopsire AVa, se realizează prin aplicarea straturilor de grund, iar la sistemele combinate prin aplicarea stratului metalic.

Straturile de acoperiri protectoare deteriorate din cauza operaţiilor de transport, tăiere, găurire, sudare etc., trebuie refăcute, după curăţirea prealabilă a suprafeţei respective până la gradul de curăţire prevăzut iniţial. La elementele de construcţii aflate în exploatare şi protejate anticoroziv, refacerea acoperirilor prin vopsire AVa şi AVc se impune când se constată un grad de deteriorare avansat ale acestora (precizat prin normative). Acoperirile metalice AT şi AM se refac dacă suprafaţa cumulată afectată de rugină reprezintă 20% din suprafaţa totală a elementului. Acoperiri combinate AT+AVa şi AM+AVa se refac când:

- deteriorarea acoperirii prin vopsire ajunge la cca. 40 % din suprafaţa totală; - suprafaţa cumulată afectată de rugină reprezintă cca. 20 % din suprafaţa totală. În situaţii deosebite, beneficiarul poate stabili şi alte condiţii care să impună

refacerea acoperirilor protectoare.

59

Aplicarea unor noi sisteme de acoperire prin vopsire (AVa), pe suprafeţele pieselor elementelor de construcţii din oţel cu acoperiri deteriorate în timpul exploatării, se face numai după pregătirea prealabilă a suprafeţelor conform normelor în vigoare.

În caz de avarii, accidente, calamităţi, întreaga acoperire protectoare trebuie verificată şi refăcută, total sau parţial, în funcţie de gradul de deteriorare constatat.

În maximum 3 ore de la terminarea curăţirii unei suprafeţe, pe aceasta trebuie să se aplice protecţia temporară prevăzută de proiect; în cazul acoperirilor prin vopsire – AVa – grundul. Acesta nu trebuie să influenţeze asupra calităţii sudurilor ce se vor executa ulterior în procesul de uzinare şi montare.

Grosimea straturilor de grund uscate trebuie să fie cuprinsă între 15 şi 25 mμ , pentru a acoperi toate vârfurile denivelărilor suprafeţei, rezultate în urma procesului de curăţire, denivelări care nu trebuie să depăşească 0,1 mm. În grosimi de peste 25 mμ grundul afectează calitatea sudurii şi produce excesiv de mult fum.

Grundurile trebuie să se usuce foarte repede. Tehnologiile moderne prevăd grunduirea în continuarea sablării, când, la un interval de timp foarte scurt, maxim 10 minute în cadrul fluxului de fabricare, este necesară mânuirea pieselor grunduite, care trebuie să fie deja uscate.

Procedeele de fabricaţie uzuale ca: sudura, tăierea oxigaz etc., nu trebuie să fie afectate de stratul de grund. De asemenea, acestea nu trebuie să provoace porozitate excesivă în sudură şi nici să producă fum peste limita de risc.

Durabilitatea grundurilor depinde de alcătuirea lor şi trebuie să corespundă perioadei şi condiţiilor de mediu specifice, până la aplicarea restului straturilor sistemului de protecţie adoptat.

Pregătirea suprafeţelor pentru aplicarea acoperirilor protectoare prin vopsire Înainte de aplicarea acoperirilor protectoare este necesară pregătirea suprafeţelor,

atât pentru construcţiile noi, cât şi pentru cele aflate în exploatare, a căror protecţie anticorozivă este deteriorată şi necesită refacere.

În funcţie de starea iniţială de ruginire, suprafeţele pieselor noi din oţel se pot clasifica în 4 categorii, conform tabelului 3.3.

Tabelul 3.3

Aspectul stării iniţiale a suprafeţelor Categoria stării iniţiale

Suprafaţă acoperită integral cu arsură de laminare, aderentă şi fără urme de rugină A Suprafaţă acoperită în cea mai mare parte cu arsură de laminare, care începe să se desprindă, prezentând un început de ruginire B

Suprafaţă a cărei arsură de la laminare s-a desprins sub acţiunea ruginei sau poate fi detaşată prin răzuire; după curăţire prezintă un număr redus de cavităţi vizibile cu ochiul liber

C

Suprafaţă a cărei arsură de la laminare a dispărut complet sub acţiunea ruginei; după curăţire prezintă numeroase cavităţi mari, vizibile cu ochiul liber D

Gradul de curăţire care trebuie realizat pe suprafeţele elementelor aflate în

exploatare, se stabileşte de către responsabilul cu întreţinerea construcţiei, în funcţie de: gradul de deteriorare, destinaţia elementului, durata de viaţă scontată a acoperirii protectoare utilizate şi clasa de agresivitate a mediului în care lucrează construcţia. Stabilirea acestui grad se face prin verificări periodice conform tabelului 3.4.

60

Tabelul 3.4 Clasa de

agresivitate a mediului

Perioada de verificare

1m Odată la 5 ani 2m Odată la 3 ani 3m Odată la 1 an 4m Odată la 6 luni

Pentru aplicarea acoperirilor prin vopsire cu uscare la aer AVa, pregătirea suprafeţelor elementelor de construcţii noi se face în uzină, iar a celor aflate în exploatare la faţa locului.

În ambele cazuri pregătirea suprafeţelor cuprinde următoarele faze: • pregătirea prealabilă; • curăţire; • degresare; • aplicarea unei protecţii temporare. Aceste faze se aplică consecutiv şi integral, pe întreaga suprafaţă sau pe porţiuni

limitate ale acesteia, în funcţie de condiţiile concrete de lucru. Pregătirea prealabilă cuprinde îndepărtarea defectelor pieselor noi – bavuri, stropi

de sudură etc., sau a straturilor neaderente la piesele aflate în exploatare. Degresarea este o operaţie prin care, cu ajutorul unor solvenţi, se înlătură toate

grăsimile de pe suprafaţa ce urmează a fi protejată anticoroziv. Procedeele de pregătire mecanică a suprafeţelor de oţel, care conduc la un anumit

grad de curăţire impus, sunt descrise în tabelul 3.5.

Tabelul 3.5 Gradul de curăţire Procedeu mecanic de curăţire

1 Sablare uscată şi îndepărtarea prafului cu aer comprimat uscat şi curat sau cu o perie curată.

2 Sablare uscată uşoară, prin trecerea rapidă a jetului de sablare pe suprafaţa de curăţit, astfel încât să se îndepărteze particule uşor detaşabile

3

Răzuire foarte îngrijită, trecând apăsat pe suprafaţa de curăţit, în direcţii perpendiculare, un răzuitor din metal dur, până la îndepărtarea stratului detaşabil de la laminare, a rugini şi a celorlalte impurităţi, precum şi a stratului vechi de protecţie, în cazul construcţiilor în exploatare. În continuare periere energetică, tot în direcţii perpendiculare, cu perii de sârmă şi în final curăţirea suprafeţei cu o sursă de aer comprimat uscat şi curat sau cu o perie curată.

4 Răzuire îngrijită, trecând cu putere pe suprafaţa de curăţit un răzuitor de metal, până la îndepărtarea stratului detaşabil de la laminare, a rugini şi a impurităţii, precum şi a stratului de protecţie deteriorat, în cazul construcţiilor în exploatare sau periere energetică cu perii de sârmă şi curăţirea suprafeţei cu aer comprimat uscat şi curat sau cu o perie curată.

Sablarea este o operaţie prin care se proiectează, cu mare viteză, pe suprafaţa

oţelului, particule abrazive sub formă de alice metalice sau nisip grăunţos, cu ajutorul unui jet de aer comprimat sau prin acţionare centrifugă. Starea suprafeţei obţinute prin sablare depinde de dimensiunile şi forma materialului abraziv utilizat. Alicele rotunde produc suprafeţe cu rugozitate mai mică, iar granulele colţuroase produc suprafeţe cu rugozitate mai accentuată.

Granulele colţuroase pot fi metalice, de exemplu din oţel călit, care fiind costisitoare se folosesc numai în instalaţii fixe, unde sunt reciclate, sau pot fi nemetalice, de exemplu nisipuri de carieră sau din zgură, care se folosesc o singură dată, exclusiv pentru lucrări de şantier.

61

Sablarea cu astfel de granule este folosită pentru acoperirile metalice AM, prin pulverizare cu Zn sau Al, a căror adeziune este dependentă de rugozitatea suprafeţei pe care se aplică, precum şi pentru anumite acoperiri prin vopsire AVa, în special pe şantier, în cazurile în care adeziunea grundului ar fi o problemă (de exemplu cele pe bază de silicaţi de Zn sau acoperirile dintr-un strat, fără solvent).

Alicele rotunde sunt uzual din fontă şi se utilizează preferenţial pentru acoperirile prin vopsire la care straturile iniţiale de grund sunt subţiri. Normativele de profil prevăd în extenso regulile de verificare a calităţii lucrărilor de pregătire a suprafeţelor în vederea aplicării protecţiei anticorozive, precum şi documentaţiile ce trebuie întocmite pe parcursul lucrărilor.

Sablarea umedă, ca variantă tehnologică modernă utilizată în străinătate implică antrenarea unei mici cantităţi de apă în curentul de aer, apă care foloseşte la spălarea sărurilor de fier solubile ce s-au format în timp datorită poluanţilor atmosferici (de ex. cloruri şi sulfaţi). Acestea sunt adesea adânc localizate în coroziunea de tip piting şi nu pot fi înlăturate prin sablare convenţională. Acest tip de sablare s-a dovedit utilă în special la întreţinerea structurilor platformelor marine sau a construcţiilor situate în medii intens poluate.

Un alt mod de curăţire a suprafeţelor, înainte de aplicarea protecţiei anticorozive, este decaparea acidă.

Decaparea acidă implică imersia pieselor din oţel într-o baie de acizi inhibatori

adecvaţi, care dizolvă sau înlătură arsura de la laminare şi rugina, dar nu atacă semnificativ suprafaţa oţelului. Procedeul poate avea eficienţă de 100% şi se utilizează uzual la oţelurile de construcţii care urmează să fie galvanizate prin imersie.

Aplicarea sistemelor de acoperiri prin vopsire Aplicarea straturilor sistemelor de acoperiri prin vopsire cu uscare la aer AVa, se

face respectând următoarele condiţii: - concentraţie cât mai redusă a gazelor agresive; - temperatura aerului şi a pieselor cuprinse între 5 şi 400C; - umiditatea relativă a aerului sub 70%; - înainte de aplicarea straturilor sistemelor de acoperire prin vopsire şi uscare la

aer toate discontinuităţile, rosturile şi denivelările trebuie astupate prin chituire, pentru a se obţine o suprafaţă continuă şi netedă;

- pregătirea materialelor de protecţie şi aplicarea straturilor componente ale sistemului se face cu respectarea prescripţiilor stabilite de producătorul acestora;

- straturile succesive ale sistemelor de acoperire prin vopsire se aplică numai pe suprafeţe curate şi uscate;

- straturile sistemului trebuie să fie continui, fără neregularităţi, băşici, încreţituri etc. Culoarea fiecărui strat trebuie să fie uniformă, iar nuanţa să difere în măsura în care să permită verificarea numărului de straturi aplicate;

- numărul straturilor aplicate trebuie să realizeze grosimea totală minimă prevăzută în proiect.

Acoperirile prin vopsire cu uscare în cuptor se aplică conform tehnologiilor

specifice şi doar la elementele cu pereţi subţiri. Verificarea aplicării acoperirilor protectoare, se face: - Înainte de aplicarea acoperirii, prin verificarea pregătirii suprafeţelor;

62

- În timpul acoperii, prin: - existenţa recepţiei privind pregătirea suprafeţei şi aplicarea protecţiei

temporare; - urmărirea calităţii materialelor utilizate prin: aspect, existenţa certificatelor

de calitate şi nedepăşirea termenului de valabilitate; - respectarea condiţiilor de mediu: concentraţie agenţi agresivi,

temperatură şi % de umiditate; - respectarea pregătirii materialului (omogenizare) şi aplicării straturilor

succesive; - urmărirea aspectului fiecărui strat al sistemului de acoperire.

- După aplicarea acoperii, urmărind: - grosimea totală a sistemului de acoperire; - aderenţa straturilor componente; - numărul straturilor acoperirii; - aspectul final al acoperirii.

Verificările se efectuează de către executantul acoperii protectoare, în prezenţa beneficiarului, întocmindu-se procese verbale de lucrări ascunse şi procese verbale de constatare, care trebuie prezentate la recepţia preliminară.

Câteva sisteme de acoperiri protectoare pentru construcţii din oţel, situate în medii neagresive, slab agresive şi cu agresivitate medie, în funcţie de clasa de agresivitate a mediului, durata de protecţie a acoperii şi materialele utilizate, sunt prevăzute în tabelul 3.6.

Tabelul 3.6 Clasa de

agresivitate a mediului

Categoria de protecţie a acoperirii

Materialele care alcătuiesc sistemul de

acoperire AVa

Grosimea sistemului

mμ

Grad de curăţire minim

Indicaţii de utilizare

ulei vegetal 110 3 Uzual I – durată lungă ulei vegetal şi răşini

alchidice cu uscare la aer 110 2 Ur >75%

II – durată medie

răşini alchidice cu uscare la aer 90 3 Uzual 1m

III – durată scurtă

răşini alchidice cu uscare la aer 70 4 Uzual

I – durată lungă

ulei vegetal şi răşini oxidice 140 2 Uzual

ulei vegetal 100 3 Ur % redusă ulei vegetal şi răşini

alchidice cu uscare la aer 100 3 Ur >75% II – durată medie răşini alchidice cu uscare

la aer 100 3 la uscări rapide

2m

III – durată scurtă

răşini alchidice cu uscare la aer 80 3 Uzual

I – durată lungă - - - -

ulei sau copolimeri vinilici şi răşini alchidice 130 3 Ur mare

ulei şi clorcauciuc 110 3 Ur <75% gaze A,B ulei şi răşini perclorvinilice 110 3 Ur <75% gaze C

ulei romflexil şi răşini perclorvinilice 180 3 elem. Deformabile

II – durată medie

ulei sau copolimeri vinilici şi răşini alchidice 120 3 Ur f. mare şi perm.

răşini alchidice cu uscare la aer 90 3 Uf ridicată

clorcauciuc 90 3 gaze agresive

3m

III – durată scurtă

ulei şi clorcauciuc 90 3 Gaze

63

Sistemele de acoperiri protectoare prin vopsire cuprind, în afara stratului primar – grundul sau acoperirea metalică – un strat intermediar, cu rol de uniformizare a suprafeţei grunduite şi straturile de acoperire sau finisaj, care asigură pe lângă protecţie şi aspectul final al acoperirii.

În general, sistemele care asigură durabilitate acoperirilor protectoare se compun din minim 3 straturi, uzual 4 sau 5 şi uneori chiar 6. Evident, cu cât numărul straturilor este mai mare la aceeaşi grosime totală, durabilitatea sistemului va fi mai bună. Straturile mai subţiri asigură o mai bună evaporare a solventului şi o mai bună aderenţă, conferind capacitate sistemului.

În vederea evitării incompatibilităţii dintre straturile sistemului adoptat, este bine ca materialele utilizate să fie furnizate de acelaşi producător.

3.1.2. Acoperi metalice, cu oxizi sau alţi compuşi ai metalului de bază

Acoperirile metalice Acoperirile metalice se aplică conform tehnologiilor prevăzute în normativele în

vigoare la data respectivă. După natura metalului acoperitor, acoperirile pot fi anodice sau catodice, faţă de metalul de bază. În cazul în care metalul acoperitor are în mediul respectiv un potenţial mai negativ decât metalul de bază, el se comportă ca un anod de sacrificiu, iar în cazul în care metalul acoperitor are un potenţial mai pozitiv decât metalul acoperit, el poate conferi protecţie chiar dacă depozitul este poros. Principalele metode prin care un metal este acoperit cu un strat din alt metal sunt :

- cufundarea într-o baie de metal topit; - galvanizarea; - pulverizarea metalului topit; - termodifuziunea; - cementarea.

Dintre straturile metalice protectoare pentru oţel cel mai răspândite sunt: zincul, staniul, aluminiul, nichelul, plumbul, cadmiul şi cromul. Acoperirile cu oxizi sau cu alţi compuşi ai metalului de bază Peliculele de oxizi se obţin pe suprafaţa metalelor cu scopul de a proteja împotriva coroziunii şi se realizează fie pe cale chimică, fie pe cale electrochimică. Oxidarea metalelor feroase pe cale chimică se realizează prin reacţia dintre aliaj şi hidroxidul de sodiu, la temperaturi de 300-350oC, în prezenţa unui oxidant corespunzător (NaNO3 sau MnO2). Procedeul cunoscut sub denumirea de brunare conduce la formarea unei pelicule de oxizi de culoare neagră albăstruie cu o grosime de câţiva microni, care asigură o protecţie în atmosferă relativ uscată. Prin prelucrări ulterioare suplimentare (impregnare cu lacuri sau alte substanţe protectoare), se îmbunătăţesc proprietăţile protectoare ale peliculei. Fosfatarea superficială a oţelului se realizează datorită calităţilor protectoare ale straturilor superficiale dure de fosfaţi, în general îmbunătăţite ulterior prin vopsire. Fosfatarea se poate realiza pe cale chimică sau pe cale electrochimică.

64

În soluţiile utilizate pentru fosfatarea pe cale chimică trebuie să existe următoarele substanţe:

- un compus agresiv, care să facă posibilă apariţia ionilor metalului de bază; - un compus care să furnizeze ioni de fosfat; - unul sau mai mulţi compuşi care să furnizeze cationi capabili să precipite sub

formă de fosfaţi cu cationii metalului de bază; - adaosuri acceleratoare.

Drept compus agresiv se utilizează curent acidul fosforic, iar drept acceleratori se utilizează substanţe oxidante ca NaO3, ClO3, Cu2+. În domeniul construcţiilor această metodă este utilizată pentru pregătirea suprafeţelor pieselor care se îmbină cu şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate. 3.1.3.Protecţia împotriva coroziunii prin metode electrochimice

Metodele electrochimice de protecţie anticorozivă se bazează pe schimbarea potenţialului metalului de protejat în mediul dat, prin polarizare. Polarizarea poate fi catodică sau anodică. După modul în care se asigură curentul necesar pentru a atinge potenţialul dorit, se poate realiza o protecţie cu un curent exterior, respectiv o protecţie catodică cu anod de sacrificiu şi protecţie anodică cu catod protector. Protecţia catodică cu curent exterior Această metodă constă în legarea construcţiei de protejat la polul negativ al unei surse exterioare de curent, concomitent cu introducerea în acelaşi mediu a unui alt electrod legat la polul pozitiv al sursei exterioare. Această metodă de protecţie este atât de răspândită, încât nu există practic conducte magistrale îngropate, pentru transportul produselor petroliere, al gazelor etc., sau instalaţii ce vin în contact cu apa mării - nave, platforme de foraj etc., care să nu fie protejate prin această metodă. Protecţia catodică poate fi aplicată în orice mediu şi pentru protecţia oricărui metal sau aliaj, reducându-se practic la zero viteza de coroziune. Valoarea minimă a potenţialului de protecţie, pentru construcţii din oţel îngropate este de - 0,85 V faţă de electrodul Cu/CuSO4 saturat (electrodul cel mai des utilizat). Schema de protecţie catodică a unei conducte îngropate (subterane) este prezentată în figura 3.1.

Fig. 3.1. Protecţia catodică cu curent exterior

65

Protecţia catodică cu anod suplimentar (de sacrificiu) Protecţia catodică cu anod suplimentar constă în realizarea unui element galvanic, prin legarea instalaţiei de protejat de un metal cu un potenţial mai electronegativ decât cel al instalaţiei în mediul dat. Prin punerea în contact electric a celor două metale, în elementul galvanic care se formează, instalaţia de protejat va deveni catod, iar metalul mai electronegativ va deveni anod. Ca urmare, metalul din care este format anodul se va ioniza: M = MZ+ + z٠e, motiv pentru care procedeul este denumit şi "cu anod de sacrificiu". Problemele care se pun în realizarea protecţiei catodice cu un anod de sacrificiu se referă la următoarele:

- alegerea materialului anodului de sacrificiu; - asigurarea polarizării instalaţiei de protejat până la un potenţial suficient de

negativ. Metalele apte de a fi utilizate ca anozi de sacrificiu pentru protecţia oţelului sunt zincul, aluminiul şi magneziul. În figura 3.2 se prezintă schema de protecţie catodică cu anod de sacrificiu utilizată pentru instalaţii îngropate, nave şi platforme marine etc.

Fig. 3.2. Protecţia catodică cu anod suplimentar

Procedeul cunoaşte o foarte largă aplicabilitate datorită preţului de cost scăzut, o foarte bună siguranţă în exploatare şi simplitatea de realizare a acestuia. Metode mai recente de protecţie electrochimică împotriva coroziunii sunt: protecţia anodică cu curent exterior şi protecţia anodică cu catod protector. 3.1.4. Protecţia cablurilor

Cablurile reprezintă elementele principale de rezistenţă ale structurilor suspendate şi hobanate, execuţia, protejarea anticorozivă şi întreţinerea acestora pe parcursul exploatării structurii fiind de o importanţă deosebită. Variantele uzuale de realizare a cablurilor sunt cele din toroane răsucite închise sau fascicule de sârme paralele. Firele (sârmele), cu diametrul Φ = 3..7 mm sunt realizate din oţeluri de înaltă rezistenţă - rσ =160...200 daN/mm2. Problema coroziunii cablurilor şi a protecţiei anticorozive se urmăreşte pe toate cele trei faze de realizare: proiectare, montare şi exploatare.

În faza de proiectare: - se stabileşte diametrul firelor;

66

- se stabileşte tipul de protecţie anticorozivă; - se urmăreşte evacuarea corespunzătoare a apelor meteorice; - prevenirea formării unor elemente galvanice.

În faza de montaj:

- se urmăreşte aplicarea corespunzătoare a soluţiilor din proiect; - controlul protecţiilor anticorozive aplicate.

În faza de exploatare: - controlul permanent şi remedierea defecţiunilor constatate, în special în zonele

critice. Sistemul de protecţie anticorozivă a cablurilor cuprinde atât protecţia anticorozivă a sârmelor (protecţia interioară), cât şi mantaua de protecţie a întregului ansamblu (protecţia exterioară). Protecţia interioară este foarte importantă deoarece se face o singură dată în decursul funcţionării cablului, iar controlul ulterior este practic imposibil. Sârmele singulare din care sunt constituite cablurile au secţiune rotundă sau profilată (la cablurile închise). Sârmele se protejează prin zincare, depunerea zincului realizându-se electrolitic sau prin zincare la cald (imersie în baie de Zn topit). Galvanizarea firelor din oţel este o protecţie eficace, dar nu poate fi considerată perfectă, deoarece atacul coroziv este amorsat de imperfecţiunile acoperirii cu Zn sau de deteriorări mecanice. În unele cazuri galvanizarea este înlocuită de aplicarea zincului sub formă de vopsea (92...95 % Zn). Galvanizarea este folosită în special la protecţia firelor profilate exterioare ale cablurilor închise, combinată cu umplerea golurilor din interiorul fasciculului cu un pigment anticoroziv, aplicat în uzină în timpul cablării. Un mod eficace de prevenire a coroziunii la interiorul cablurilor din fire paralele (PWS) sau răsucite, este introducerea în timpul confecţionării fasciculului de fire a unor produşi de protecţie care conţin pigmenţi anticorozivi (pulbere de Zn metalic, cromat de Zn, miniu de Pb). Protecţia interioară a cablurilor se poate realiza şi cu lubrifianţi cu un conţinut ridicat de inhibatori de coroziune. Protecţia exterioară este necesară pentru izolarea completă a sârmelor de oţel faţă de agenţii externi de coroziune. Învelişul trebuie să aibă o rezistenţă bună faţă de factorii climatici, elasticitate pentru a se deforma odată cu cablul, să necesite întreţinere minimă, să se aplice simplu şi economic. Protecţia exterioară se realizează prin izolarea cablurilor în teci de material plastic sau metalice, sau cu diferite straturi sintetice. În spaţiul liber dintre cabluri şi teacă se injectează un material protector (răşină sintetică, mortar de ciment, unsoare anticorozivă). Se mai pot utiliza pentru protecţia anticorozivă, acoperiri cu răşini sintetice armate cu fibre de sticlă, care asigură o bună izolare. De asemenea se pot utiliza protecţii compacte pe bază de răşini poliuretanice, firele cablurilor fiind trecute printr-o baie de poliuretan cu cromat de zinc. După realizarea fasciculului de fire se face înfăşurarea cu două benzi încrucişate de ţesătură poliesterică, excesul de poliuretan umplând toate spaţiile şi îmbibând ţesătura poliesterică. Stratul exterior se realizează de asemenea din poliuretan, folosindu-se o răşină cu timp de întărire redus.

67

a) Cablu alcătuit din şase toroane cu miez de cânepă b) Cablu învelit cu: 1. mantie de răşină epoxidică; 2. înveliş ţesătură; 3. Strat de polietilenă c) Cablu având miez din fire de oţel rotunde, în exterior fire profilate d) Toroane alcătuite din fire

Fig. 3.3. Cabluri din toroane

m

Exemplu de protecţie exterioară

Lucrări de întreţinere

Fig. 3.4

3.1.5. Prevenirea prin proiectare a coroziunii structurilor metalice Măsurile de protecţie anticorozivă se stabilesc prin proiect, funcţie de clasa de corozivitate a mediului, acestea trebuind să asigure o protecţie uniformă pentru toate zonele elementelor. Este recomandabil ca pentru rezolvarea unor situaţii deosebite, din colectivul de proiectare să facă parte – direct sau prin colaborare – personal de specialitate în probleme de coroziune şi eventual, să fie asigurată colaborarea cu laboratoare de specialitate, pentru caracterizarea unor medii sau materiale. Eventualele cereri de înlocuire / modificare a unor elemente constructive, produse sau tehnologii, trebuie să fie analizate şi sub aspectul implicaţiilor şi eventualelor modificări privind măsurile de protecţie împotriva coroziunii. Principalele criterii pentru stabilirea şi alegerea soluţiilor de protecţie împotriva coroziunii sunt următoarele:

68

• corelarea între caracteristicile materialului şi clasa de corozivitate a mediului; • durabilitatea sistemelor şi produselor de protecţie anticorozivă utilizate; • simplitatea verificării calităţii la executare şi performanţa în timp a protecţiei; • accesibilitatea; • raportul eficacitate / cost total; • raportul cost iniţial / cost întreţinere. Prevenirea prin proiectare a coroziunii structurilor metalice se realizează prin :

- alegerea corespunzătoare a materialului de bază şi a elementelor de asamblare (şuruburi, piuliţe, şaibe, electrozi şi sârmă de sudare etc.);

- alcătuirea constructivă; - alegerea sistemelor de protecţie anticorozivă.

În ceea ce priveşte forma şi poziţia relativă a pieselor componente în secţiune, se va avea în vedere să nu fie favorizată iniţierea şi dezvoltarea fenomenului de coroziune, respectiv se vor evita posibilităţile de acumulare a apei şi condensului sau a materialelor pulverulente din atmosferă.

Se recomandă respectarea următoarelor principii constructive: - profilele concave vor fi amplasate cu concavitatea astfel încât să nu reţină apa şi

materialele pulverulente, fig.3.5;

Fig.3.5

- profilele chesonate care nu permit accesul în interior, vor fi prevăzute cu găuri de ventilare interioară, având în vedere faptul că închiderea etanşă a acestor profile , de regulă, nu se poate realiza;

- la înglobarea pieselor metalice în beton, se vor proiecta detalii de alcătuire care să asigure îndepărtarea apei, fig. 3.6;

Fig.3.6

- zonele de îmbinare a elementelor componente, care pot crea interstiţii de

acumulare, vor fi evitate, fig.3.7;

69

Fig.3.7

- prelucrarea muchiilor sau reliefurilor datorită sudării pentru a îmbunătăţii comportarea în timp a sistemului de protecţie anticorozivă, fig.3.8.

Fig. 3.8

- îmbinările, care constituie zone sensibile la coroziune, trebuie reduse ca număr la minimum necesar;

- la îmbinările cu şuruburi va trebui să existe compatibilitate între materialele în contact, pentru a nu se forma pile de coroziune electrochimică;

- zonele de rezemare, sensibile de asemenea la coroziune, se vor proiecta accesibile pentru verificarea periodică şi pentru realizarea întreţinerii.

70

3.2. ALEGEREA MATERIALELOR PENTRU CONSTRUCŢII SUDATE

Siguranţa unei construcţii sudate depinde de modul de comportare a îmbinărilor şi cusăturilor sudate. Realizarea unei îmbinări sudate corespunzătoare depinde de sudabilitatea oţelului folosit. Sudabilitatea oţelurilor este în funcţie de foarte mulţi factori şi ea reprezintă o proprietate intrinsecă a unui material, acelaşi oţel în anumite condiţii fiind sudabil, iar în altele nesudabil.

Principalii factori care influenţează sudabilitatea oţelurilor sunt: procedeul de elaborare, compoziţia chimică, tendinţa de fisurare la cald sau la rece a oţelului, procedeul de sudare folosit, condiţiile de exploatare a elementelor sudate, natura şi nivelul solicitărilor, temperatura de exploatare a construcţiei.

Procedeul de elaborare a oţelului influenţează sudabilitatea prin constituenţii

chimici, diferiţi funcţie de natura căptuşelii cuptorului şi de modul de combustie. Compoziţia chimică influenţează puternic sudabilitatea prin faptul că unele

elemente reduc această sudabilitate. Siliciul, oxigenul, sulful, fosforul, în cantităţi mari influenţează defavorabil sudabilitatea. De asemenea, prin creşterea procentului de carbon cresc rezistenţele mecanice dar, se reduce sudabilitatea, motiv pentru care în oţelul pentru construcţiile sudate procentul maxim de carbon se recomandă a fi de 0,20 %.

Tendinţa de fisurare influenţează defavorabil sudabilitatea, otelurile ce au această tendinţă nefiind recomandabile pentru o execuţie sudată.

Procedeele de sudare la care zona influenţată termic este mare au o acţiune defavorabilă asupra sudabilităţii.

Condiţiile de exploatare. În cazul solicitărilor dinamice calităţile de sudabilitate ale oţelurilor sunt reduse comparativ cu solicitările statice. Temperatura de exploatare influenţează modul de comportare al îmbinării, scăderea temperaturii influenţând în mod negativ comportarea îmbinării.

Datorită complexităţii factorilor care influenţează comportarea şi siguranţa construcţiilor sudate din oţel, stabilirii clasei de calitate trebuie să i se acorde o importanţă deosebită. În cazul construcţiilor sudate, îmbinările trebuie să asigure condiţiile de tenacitate specifice materialului de bază, luându-se măsuri ca tensiunile reziduale să fie cât mai scăzute.

Pentru stabilirea clasei de calitate o oţelului se utiliza, până la adoptarea normelor europene, metoda coeficientului de periculozitate (STAS R 8542-79), metodă ce permitea alegerea clasei de calitate a oţelului funcţie de natura şi severitatea solicitărilor (dată prin coeficientul de periculozitate G), de temperatura de exploatare şi de grosimea piesei. 3.3. CALITATEA ŞI CONTROLUL CALITĂŢII SUDURILOR

3.3.1. Stabilirea clasei de calitate a sudurii

Sudura reprezintă un mijloc de îmbinare superior altor mijloace de îmbinare în cazul

în care ea satisface condiţiile de calitate prescrise. Stabilirea clasei de calitate a sudurilor în adâncime se realiza, până la

implementarea normelor europene, în conformitate cu STAS 9398-83, funcţie de următorii parametri:

71

- importanţa construcţiei în ansamblul ei şi consecinţele pe care le-ar avea pentru viaţa oamenilor şi pentru desfăşurarea proceselor tehnologice unele avarieri totale sau parţiale;

- importanţa elementului de construcţie sudat, a cărui avarie ar antrena cedarea totală sau cedarea unei părţi din construcţie;

- importanţa îmbinării sudate a cărei distrugere ar avaria grav elementul de construcţie din care face parte;

- natura solicitării: alternante, pulsatorii, statice, întindere, compresiune; - temperatura de exploatare; - mărimea eforturilor unitare şi măsura în care acestea sunt apropiate de valoarea

rezistenţei limită. Construcţiile, elementele de construcţie şi îmbinările cu sudură pot să fie principale

(P) sau secundare (S). Funcţie de importanţa construcţiei, elementului şi îmbinării, se stabilea categoria de importanţă.

Oricare ar fi tipul de sudură şi calitatea prescrisă sunt admise unele abateri de execuţie în anumite limite ce diferă în funcţie de calitatea impusă îmbinării sudate. La definirea calităţii se au în vedere defectele aparente, cele ascunse şi calităţile mecanice ale sudurilor. Defectele aparente se referă la abaterile de la dimensiunile şi forma cordoanelor iar defectele ascunse sunt defecte interioare ca: lipsă de pătrundere (când rămân goluri nesudate, goluri umplute cu zgură), incluziuni de gaze şi de zgură, fisuri în cordonul de sudură.

Calităţile mecanice ale sudurilor se stabilesc funcţie de calităţile mecanice ale pieselor ce se îmbină şi se referă la: rezistenţa de rupere, unghiul de îndoire a epruvetei sudate, energia de rupere la încovoiere prin şoc, duritatea. 3.3.2. Nivelul de acceptare a defectelor îmbinărilor sudate Calitatea îmbinărilor sudate din oţel se clasifică în trei nivele de acceptare, conform SR-EN 25817-1993: Îmbinări sudate cu arcul electric. Ghid pentru nivele de acceptare a defectelor. Unităţile producătoare specializate în realizarea confecţiilor metalice trebuie să fie dotate cu mijloace de execuţie şi control, precum şi cu personal calificat în vederea coordonării, inspecţiei, încercării şi realizării condiţiilor impuse de nivelul de acceptare indicat în documentaţia de execuţie. Documentaţia tehnică elaborată de proiectant trebuie să cuprindă detalii, condiţii de calitate a îmbinărilor sudate şi eventual alte precizări, care devin obligatorii pentru executant din momentul acceptării proiectului şi care, nu pot fi modificate ulterior fără avizul proiectantului, respectiv cuprinderea a cel puţin următoarelor date:

• mărci, clase de calitate şi standarde ale oţelurilor; • modul de prelucrare a marginilor pieselor care se sudează; • modul de prelucrare finală a îmbinărilor sudate; • marcarea cusăturilor care trebuie să fie detensionate; • clasa de calitate a îmbinărilor sudate • categoria de execuţie a elementului; • ordinea de asamblare a elementelor din structură; • condiţii de recepţie a elementelor; • documentaţie pentru încercarea în situ, dacă se apreciază că este necesară

această operaţie.

72

La proiectarea îmbinărilor sudate se va ţine seama de următoarele recomandări: - evitarea modurilor de alcătuire a elementelor care favorizează apariţia eforturilor remanente (reziduale) sau a deformaţiilor peste limitele admise în timpul operaţiilor de sudare; - evitarea poziţiilor de sudare peste cap (de plafon) şi vertical descendente, printr-o alcătuire a elementelor care să permită executarea îmbinărilor de montaj în poziţie orizontală în plan orizontal sau în jgheab, orizontală în plan vertical sau poziţie vertical ascendentă. Executantul construcţiei metalice poate modifica dimensiunile rosturilor fără acordul prealabil al proiectantului, în cazul în care aplică proceduri de sudare calificate şi asigură calitatea prevăzută

Alegerea nivelurilor de acceptare a îmbinărilor sudate

Alegerea (stabilirea) nivelului de acceptare a unei îmbinări sudate se face de către proiectantul elementelor de rezistenţă, în funcţie de următoarele criterii:

- categoria de execuţie a elementului; - modul de solicitare; - tipul solicitării; - mărimea eforturilor unitare; - temperatura minimă de proiectare.

În tabelul 3.7 se prezintă criteriile utilizate pentru alegerea nivelului de acceptare a îmbinărilor sudate pentru construcţii civile şi industriale (Normativ C 150/1999). Mărimea eforturilor unitare pune în evidenţă relaţia dintre efortul unitar şi nocivitatea defectelor din suduri. Tabelul 3.7

73

Procedura de sudare Unităţile care execută îmbinări sudate de nivelurile B şi C trebuie să utilizeze proceduri de sudare calificate conform normelor în vigoare. Calificarea procedurilor de sudare se face sub supravegherea coordonatorului cu sudura al unităţii de execuţie, care răspunde pentru exactitatea şi conformitatea datelor obţinute şi care ţine evidenţa procedurilor de sudare. Pentru verificarea procedurii de sudare aplicate, se vor executa probe martor în condiţiile procesului de fabricaţie de către sudorii stabiliţi de coordonatorul tehnic cu sudura. Se interzice sudarea oţelurilor la temperaturi sub C5+ . Remedieri Remedierile necesare aducerii unei îmbinări sudate la nivelul de referinţă impus, în cazul în care nu sunt precizate în documentaţia tehnologică de execuţie, se stabilesc de către coordonatorul tehnic cu sudura din unitatea de execuţie, urmare a controlului efectuat pe fiecare fază. Se recomandă ca remedierile să se realizeze de acelaşi sudor care a executat şi sudura iniţială. Pentru defecte sistematice, coordonatorul tehnic cu sudura va analiza cauzele acestora şi va efectua modificările necesare în procedură. Excavarea zonelor cu defecte se poate realiza prin:

- craiţuire arc-aer; - scobire cu dalta pneumatică; - polizare.

Delimitarea zonei cu defecte se face prin controale vizuale, lichide penetrante, pulberi magnetice, radiaţii penetrante şi ultrasunete. Examinarea nedistructivă a îmbinărilor sudate Verificarea aspectului Verificarea aspectului este o operaţie de control obligatorie pentru laminate, piese şi îmbinări sudate, în toate fazele de execuţie, în scopul depistării defectelor de suprafaţă şi a zonelor cu eventuale abateri geometrice. Examinarea vizuală se realizează în funcţie de nivelul de acceptare prescris, în conformitate cu tabelul 3.8. Defectele admise în faza finală, pa îmbinarea sudată sunt prevăzute în normativ în funcţie de nivelul de acceptare prevăzut în proiect. Măsurarea dimensiunilor geometrice şi a defectelor de suprafaţă Măsurarea dimensiunilor geometrice a abaterilor de la forma prescrisă şi a defectelor de suprafaţă, constituie un control eliminatoriu pentru piesele şi îmbinările sudate care nu se încadrează în condiţiile prevăzute de normativ. Dintre defectele pentru care sunt prevăzute în normativ limite în funcţie de nivelul de acceptare prescris se numără:

- fisuri şi fisuri în crater; - sufluri; - incluziuni solide; - incluziuni de cupru; - lipsă de topire (topire incompletă).

74

La aceste defecte se adaugă cele prezentate în tabelul 3.9 (în total 25 de defecte).

Tabelul 3.8

Tabelul 3.9

Denumirea defectului Reprezentare grafică

Lipsă de pătrundere

Poziţionare greşită şi lipsă de pătrundere

Crestătură

continuă sau crestătură

intermitentă

Supraînălţare excesivă

75

Convexitate excesivă

Sudură de colţ cu grosime mai mare decât cea

nominală

Sudură de colţ cu grosime mai mică decât cea

nominală

Exces de pătrundere

Defecte de aliniere

Supratopire

Defect de simetrie a sudurii

Retasură la rădăcină

Scurgere de metal

76

Examinarea ultrasonică combinată cu radiaţii penetrante

Interpretarea finală a rezultatelor examinării ultrasonice se face după examinarea cu radiaţii penetrante (examinare combinată). Examinarea ultrasonică se foloseşte în faza finală de execuţie, în proporţii diferenţiate pe niveluri de acceptare (tabelul 3.10). Se examinează ultrasonic, de către un personal calificat, numai îmbinările sudate cap la cap cu ajutorul defectoscoapelor ultrasonice, verificate şi calibrate corespunzător normelor specifice. În cazul în care, în final, sunt găsite îmbinări sudate cu defecte neadmise pentru nivelul respectiv, acestea vor fi remediate şi radiografiate din nou. Examinarea cu radiaţii penetrante Examinarea cu radiaţii penetrante este o operaţie de control obligatorie, în procentajele prevăzute în tabelul 3.10 şi se practică, de regulă, în faza finală, pe îmbinarea sudată, înainte de vopsire, numai pe elemente acceptate la examinările anterioare. Se examinează cu radiaţii penetrante numai îmbinările sudate cap la cap. Încadrarea în niveluri de acceptare a sudurilor în colţ se va face în baza rezultatelor obţinute prin celelalte metode de examinare. Examinarea cu lichide penetrante şi cu pulberi magnetice Examinarea cu lichide penetrante şi examinarea cu pulberi magnetice constituie operaţiuni de control complementare şi au scopul de apune în evidenţă defectele de suprafaţă sau din imediata apropiere a suprafeţei. Aceste metode de examinare se vor folosi numai în situaţii speciale, prevăzute în caietul de sarcini. Se recomandă utilizarea acestor metode în următoarele situaţii:

- îmbinări sudate de etanşare; - îmbinări sudate între piese de grosimi mici, executate într-o singură trecere

sau maximum două, pe faza finală; - la controlul suprafeţelor, după operaţiile de debitare, pe margini care rămân

libere; - după operaţiile de prelucrare a rosturilor; - pentru depistarea fisurilor la îmbinările sudate de importanţă deosebită, ca

metode de examinare complementară. Îmbinările sudate examinate cu lichide penetrante şi cu pulberi magnetice trebuie să îndeplinească următoarele condiţii:

- suprafaţa examinată trebuie să fie curată, nevopsită, fără zgură, ţunder neaderent, noroi sau ulei;

- nu pot fi examinate îmbinările sudate care au fost supuse unui tratament de suprafaţă care ar pute masca unele defecte (de exemplu polizarea suprafeţei, acoperiri nemetalice etc.);

- să fie accesibile examinării. Recepţia îmbinărilor sudate Verificările îmbinărilor sudate Recepţia îmbinărilor sudate face parte integrantă din recepţia elementelor sudate, a subansamblelor sudate şi a construcţiilor sudate.

77

Recepţiile pe faze nu absolvă unitatea executantă de răspundere pentru viciile ascunse sau defecţiunile produse din vina sa şi constatate ulterior. Examinatorul calităţii îmbinărilor sudate poate fi asistat, la cerere, de beneficiar şi proiectant. Verificări pentru recepţia elementelor sudate la primirea pe şantier La primirea pe şantier sunt obligatorii verificări efectuate în scopul depistării şi eliminării degradărilor provenite în timpul manipulării şi transportului. Verificarea aspectului se face vizual, pe îmbinări curăţate în prealabil de vopsea prin procedee care nu maschează defectele de suprafaţă. Procentajele controlate prin sondaj vor fi:

- 10 % - pentru nivelul B; - 5 % - pentru nivelurile C şi D.

În cazul în care se constată existenţa unor defecte în îmbinări, care nu se încadrează în nivelurile de acceptare consemnate în documentaţia tehnică, se va chema furnizorul pentru recontrolarea întregii furnituri şi efectuarea unor eventuale remedieri. Verificări asupra elementelor care se îmbină prin sudare pe şantier Unitatea de montaj are obligaţia verificării distanţelor între îmbinările de montaj prin sudare, indiferent de nivelul de acceptare a îmbinării. Pentru elementele care se îmbină la montaj prin suduri cu nivelurile de acceptare B, C se va executa un premontaj la sol, înainte de punerea în poziţia finală şi se vor efectua eventualele operaţii de ajustare necesare, astfel încât capetele care se îmbină prin sudare să se încadreze în limitele admise. Calificarea procedurilor de sudare utilizate la montaj se face pe probe martor, iar în cazul în care rezultatele obţinute pe epruvetele prelevate din probele martor nu se încadrează în normele admise, se va opri execuţia şi se va proceda la elaborarea enei noi proceduri de sudare.

3.4. MĂSURI DE REDUCERE A TENSIUNILOR

ŞI DEFORMAŢIILOR DIN SUDARE 3.4.1. Preîncălzirea metalului de bază

pentru prevenirea apariţiei fisurilor La sudarea oţelurilor apare pericolul fisurării din cauza răcirii cu viteze mai mari decât viteza critică de răcire. Dintre măsurile care se iau în vederea reducerii pericolului de fisurare, se numără şi micşorarea vitezei de răcire prin ridicarea temperaturii iniţiale a piesei (preîncălzite). Temperatura de preîncălzire este un parametru tehnologic important în asigurarea calităţii îmbinării sudate. Temperatura de preîncălzire este limitată, deoarece dacă aceasta este prea ridicată conduce la creşterea granulaţiei şi la fragilizarea oţelului. De asemenea dacă temperatura de preîncălzire este prea redusă poate rezulta o viteză de răcire mai mare decât cea critică, provocând fenomenul de fisurare în cordon sau în ZIT.

78

Metodologia pentru determinarea temperaturii de preîncălzire se bazează în general pe compoziţia chimică a metalului de bază folosind noţiunea de carbon echivalent. Fenomenele termice proprii unei structuri sunt influenţate de asemenea de următorii factori:

- soluţia constructivă a îmbinării; - modalitatea de transmitere şi disipare a căldurii; - energia liniară de sudare; - grosimea piesei.

3.4.2. Tratamente termice după sudare În scopul micşorării tensiunilor din sudare şi pentru a elimina pericolul fisurării structurilor sudate, elementele sudate sunt supuse unor tratamente termice, cele mai utilizate fiind următoarele: Recoacerea de detensionare Se aplică pentru eliminarea tensiunilor interne care apar în timpul operaţiilor de sudare. Tratamentul termic de detensionare constă în încălzirea lentă cu o viteză de până la 1500C/oră, menţinerea la temperatura de tratament cca. 20-30 min., răcirea cu viteză mică, sub 500C/oră, până la cca. 200-3000C şi apoi răcirea în aer liber. Tratamentul termic de detensionare asigură relaxarea tensiunilor interne, prin anihilarea reciprocă a celor de sens contrar şi conduce la o micşorare a densităţii defectelor de reţea. În general temperaturile de detensionare sunt cuprinse între 550-6000C. Recoacerea de omogenizare Are drept scop înlăturarea neomogenităţilor care apar în urma unor procese de solidificare şi răcire. Omogenizarea asigură proprietăţi mecanice superioare, precum şi o rezistenţă sporită faţă de fenomenul de coroziune. Viteza de încălzire se ia sub 500C/oră, iar temperatura de tratament se stabileşte la valori cât mai mari, situându-se sub curba lichidus, respectiv 1000-12000C. Timpul de menţinere la această temperatură este de ordinul orelor, funcţie de grosime, iar răcirea se face cu viteză mai mică de 500C/oră. În general după omogenizare, rezultă o structură grosolană, cu proprietăţi mecanice scăzute, fiind necesar un tratament de menţinere a grăunţilor cristalini. Acest tratament se aplică acolo unde detaliile de îmbinare produc o comportare nefavorabilă în exploatare. Recoacerea de normalizare Se aplică în scopul finisării structurii metalografice şi a înlăturării unor constituenţi cu duritate mică. Tratamentul este necesar în cazul sudării pieselor cu grosime mare. Regimul de tratament constă în încălzirea în domeniul austenitic, cu o viteză mică, menţinerea pentru omogenizarea temperaturii cca. 20-30 min., după care se face răcirea în aer liber.

79

Tratamentul de normalizare asigură caracteristici ridicate datorită structurii fine obţinute. Revenirea Revenirea este tratamentul aplicat oţelurilor, care au tendinţa de călire în timpul răcirii după sudare. Tratamentul constă în încălzirea sub punctul de transformare cu 20 - 500C. Se obţine o diminuare substanţială a durităţii şi creşterea proprietăţilor mecanice. Observaţii legate de aplicarea tratamentelor termice Aplicarea tratamentelor termice după sudare este dificilă şi practic imposibilă în condiţii de şantier, necesitând măsuri tehnologice laborioase şi cheltuieli foarte ridicate. În asemenea situaţii este indicat ca tratamentele termice să fie evitate, fiind substituite de măsuri constructive şi tehnologice care să asigure o intensitate cât mai redusă a tensiunilor interne şi prevenirea formării unor structuri fragile. Dintre elementele care pot fi avute în vedere, pentru a se renunţa la tratamentele termice pot fi menţionate următoarele:

- cusăturile sudate să fie realizate cu grosime minimă, pentru ca tensiunile interne rezultate să fie cât mai reduse şi implicit deformaţiile rezultate din acestea;

- geometria rostului de sudare să fie concepută raţional, să conducă la tensiuni şi deformaţii minime. Prelucrarea marginilor (muchiilor) pieselor să fie pe cât posibil simetrică;

- operaţiile de sudare să fie efectuate cu surse de concentrare mare de căldură, pentru a se reduce zonele de influenţă termică;

- să fie realizată preîncălzirea pieselor în vederea sudării, cu scopul reducerii tensiunilor interne şi a deformaţiilor;

- să se utilizeze scheme tehnologice de sudare în straturi multiple, pentru a obţine efecte termice favorabile, cu tensiuni minime şi structuri fine de normalizare.

Numeroase studii şi observaţii practice au condus la concluzia că tratamentele termice sunt obligatorii în următoarele situaţii:

- la piesele din oţel cu conţinut de carbon mai mare de 0,25 % şi grosimi mai mari de 30...35 mm;

- la piesele din oţel cu granulaţie fină (OCS) cu grosimi mai mari de 30 mm; - la structuri sudate care au suferit după sudare deformaţii plastice de întindere cu

valori δ >5%; - la piesele sudate în dispozitive rigide (tratamentul termic se face împreună cu

dispozitivul de sudare); - în cazul structurilor sudate la care se cer precizii dimensionale ridicate şi care ar

putea fi influenţate de deformaţiile ulterioare provenite din tensiunile interne. Aplicarea tratamentelor termice poate fi efectuată întregii structuri sudate sau

parţial, în zona în care s-a realizat sudura şi în care există o concentrare mare de tensiuni interne sau modificări de proprietăţi mecanice şi de structură.

De asemenea, aplicarea tratamentelor termice trebuie făcută în strânsă legătură cu cerinţele de exploatare, concepţia îmbinării sudate şi tehnologia de sudare adoptată, astfel încât să se asigure în final calitatea cerută structurii sudate în ansamblu.

80

3.4.3. Măsuri tehnologice şi constructive Aşezarea potrivită a pieselor care se sudează Se recomandă ca piesele care se sudează să se aşeze astfel încât deplasarea lor în timpul încălzirii şi răcirii să se poată face liber şi să se ajungă la forma dorită după răcire. Pentru exemplificare se consideră cazul îmbinării a două table cu sudură de colţ; este necesară o înclinare a tablei în sens opus, pentru ca după răcire piesa să aibă poziţia dorită, figura 3.9.

Fig.3.9. Deformaţii la sudarea tablelor cu suduri de colţ

Fig. 3.10. Deformarea în sens opus

a tălpilor la secţiunile dublu T

În figura 3.10 se prezintă un exemplu de dispozitiv utilizat pentru asigurarea deformaţiilor elastice prealabile, în cazul executării grinzilor dublu T, pentru evitarea fenomenul de „ciupercare”. În acest mod, după răcirea cordoanelor de sudură, platbanda astfel deformată primeşte o poziţie orizontală, corespunzătoare celei din proiect. Deformaţii de sens opus celor produse în urma contracţiei la răcire a cordoanelor de sudură, se pot aplica şi în sensul longitudinal al elementului.

Îndreptarea prin încălzire locală a pieselor deformate în urma sudării Deformaţiile pot fi micşorate sau înlăturate prin încălzirea locală cu flacără de gaze. Îndreptarea cu flacără oxigaz prezintă următoarele avantaje:

- nu necesită instalaţii speciale; - se poate aplica la piese de orice formă şi în orice loc. Fixarea rigidă a pieselor care se sudează Fixarea este utilizată pentru împiedicarea deformaţiilor, în special la sudarea

pieselor şi subansamblelor fabricate în serie. Fixarea rigidă a pieselor în dispozitive sau cabluri, împiedică deformarea, atât în

timpul încălzirii, cât şi după sudare. După răcire piesele îşi pot păstra forma, însă rămân cu eforturi unitare importante, care pot fi înlăturate prin procedee termice (preîncălzire, detensionare), sau prin procedee mecanice (ciocănire, vălţuire la cald sau la rece, sau cu ajutorul preselor şi a dispozitivelor hidraulice de presare).

81

3.5. OŢELUL STRUCTURAL 3.5.1. Sistemul de notare

Oţelul utilizat la realizarea construcţiilor metalice face parte din categoria oţelurilor

moi cu conţinut redus de carbon. Funcţie de valorile caracteristicilor mecanice şi de compoziţia chimică, pentru

oţelurile de uz general există mai multe mărci. Sistemul european de simbolizare a oţelurilor este definit de EN 10027 şi este

adoptat în România prin SR EN 10027. De asemenea la alegerea oţelurilor pentru construcţii se vor utiliza normele EN 10025 -1...6.

Sistemul de definire a oţelului include următoarele: 1. Sistemul principal de simboluri, dat în funcţie de domeniul de utilizare. Oţelul

pentru construcţii are simbolul principal "S". 2. Sistemul suplimentar de simboluri pentru oţeluri de construcţii:

2.1. Oţeluri cu granulaţie fină, corespunzătoare stării de livrare prin: M - laminare termomecanică; N - normalizat prin tratament termic sau normalizat prin laminare; Q - îmbunătăţit. 2.2. Simbol ce precizează energia de rupere la încovoiere prin şoc:

J = 27 Joule; K = 40 Joule; L = 60 Joule,

urmat de un simbol alfanumeric care indică temperatura la care se garantează energia de rupere:

R - pentru temperatura de 20oC; 0 - pentru temperatura de ±0oC; 2 - pentru temperatura de -20 oC; 3. Sisteme de simboluri speciale: C - pentru oţeluri deformabile la rece; L - pentru oţeluri utilizabile la temperaturi joase; W - pentru oţeluri rezistente la mediul coroziv. (Ex. S 235 J2 N - oţel de construcţii, având limita de curgere minimă ≥ 235 N/mm2, energia de

rupere la încovoiere prin şoc ≥ 27 J pentru epruveta Charpy V în lungime, la -20oC, normalizat). Caracteristici comune: - modulul de elasticitate (modulul lui Young): E = 210 000N/mm²;

- modulul de elasticitate transversală: 2N/mm 000 81)1(2

EG ≅ν+⋅

= ;

- coeficientul lui Poisson: 3,0=ν ; densitatea oţelului: ρ= 7850 kg/m³; - coeficientul de dilatare termică: 12x10-6/oC (pentru T ≤100 ° C).

În figura 3.11 se prezintă semnificaţia simbolurilor din sistemul de definire a oţelurilor pentru construcţii.

82

Fig. 3.11

3.5.2. Caracteristici şi calităţi de oţeluri pentru construcţii

Valorile nominale ale limitei de curgere fy şi ale rezistenţei ultime de rupere fu pentru

elemente structurale din oţel laminat la cald, conform EN1993 -1-1:2003, respectiv SR EN 1993-1-1:2006, sunt date în tabelul 3.10.

Una din cele mai importante caracteristici ale oţelului este ductilitatea acestuia, care diferă funcţie de calitatea (marca) materialului, aceasta reducându-se în cazul oţelurilor de înaltă rezistenţă. Scăderea ductilităţii face ca oţelul structural să devină mai sensibil faţă de prezenţa tensiunilor reziduale şi să crească riscul ruperilor fragile.

Cerinţele minime de ductilitate a oţelului sunt îndeplinite dacă: - raportul între valoarea ultimă minimă a rezistenţei de rupere fu şi valoarea minimă a limitei de curgere fy este 10,1f/f yu ≥ ( 05,1f/f yu ≥ - pentru oţel de marcă mai mare decât S 500 Q/QL/QL1); - alungirea la rupere pe o epruvetă de lungime 5,65 0A este %15≥ ( %10≥ - pentru oţel de marcă mai mare decât S 500 Q/QL/QL1), unde A0 este aria iniţială a secţiunii transversale;

- alungirea specifică ultimă la rupere uε este de cel puţin 15 ori mai mare decât alungirea specifică corespunzătoare limitei de curgere yε .

83

Tabelul 3.10

Grosimile nominale ale elementului t(mm) mm40t ≤ mm80tmm40 ≤< Standard şi

marcă de oţel fy [N/mm2]

fu [N/mm2]

fy [N/mm2]

fu [N/mm2]

EN 10025-2 S 235 235 360 215 360 S 275 275 430 255 410 S 355 355 510 335 470 S 450 450 550 410 550 EN 10025-3 S 275 N/NL 275 390 255 370 S 355 N/NL 355 490 335 470 S 420 N/NL 420 520 390 520 S 460 N/NL 460 540 430 540 EN 10025-4 S 275 M/ML 275 370 255 360 S 355 M/ML 355 470 335 450 S 420 M/ML 420 520 390 500 S 460 M/ML 460 540 430 530 EN 10025-5 S 235 W 235 360 215 340 S 355 W 355 510 335 490 EN 10025-6 S 460 Q/QL/QL1 460 570 440 550 EN 10210-1 S 235 H 235 360 215 340 S 275 H 275 430 255 410 S 355 H 355 510 335 490 S 275 NH/NLH 275 390 255 370 S 355 NH/NLH 355 490 335 470 S 420 NH/NLH 420 540 390 520 S 460 NH/NLH 460 560 430 550

3.5.3. Valorile grosimilor maxime admise În normativul EN1993-1-10:2003, sunt date valorile maxime admise ale grosimii pieselor, în funcţie de trei nivele de solicitare: a) )t(f75,0 yEd ⋅=σ [N/mm2];

b) )t(f50,0 yEd ⋅=σ [N/mm2];

c) )t(f25,0 yEd ⋅=σ [N/mm2], unde: Edσ este tensiunea de proiectare dată:

spEd σ+σ=σ , (3.1) în care:

84

pσ - tensiunea de întindere primară, datorată acţiunilor permanente Gk şi acţiunilor variabile frecvente k1 Q⋅ψ ;

sσ - valoarea tensiunilor de întindere secundare autoechilibrate (tensiuni reziduale etc.), în cazul podurilor considerată egală cu 100N/mm2 pentru toate mărcile de oţeluri.

0

nom,yy tt25,0f)t(f −= [N/mm2],

în care: t - grosimea elementului, în mm; mm 1t0 = .

În majoritatea cazurilor, Edσ este cuprins între )t(f75,0 yEd ⋅=σ şi )t(f50,0 yEd ⋅=σ . Pentru alegerea calităţii oţelului structural se aplică următoarea procedură: Marca de oţel trebuie aleasă ţinând seama de următoarele:

• proprietăţile oţelului: - limita de curgere fy(t) în funcţie de grosimea materialului; - tenacitatea exprimată în termenii T27J sau T40J.

• caracteristicile elementului: - forma elementului şi a detaliilor; - concentrările de tensiuni în funcţie de detaliile din EN 1993-1-9; - grosimea elementului (t); - ipotezele corespunzătoare pentru imperfecţiuni.

• situaţii de proiectare: - valoarea de calcul la cea mai scăzută temperatură de exploatare; - tensiuni maxime date de acţiuni permanente din exploatare; - tensiuni reziduale; - ipoteze pentru evoluţia fisurilor sub încărcarea la oboseală; - viteza de deformare έ ][sect/ 1

.−∂ε∂= , pentru acţiuni accidentale (dacă au loc);

- gradul de deformare la rece (εcf) (dacă are loc). Grosimea admisă a elementelor în funcţie de tenacitatea la rupere se obţine conform Tabel 2.1 din SR EN 1993-1-10: 2005, respectiv Tabelul 3.11 din această lucrare, ţinând cont de precizările care vor fi făcute în continuare: Gruparea de acţiuni este următoarea: Ed = E {A[TEd] ”+ ” ΣGK ”+” ψ1QK1 ”+ ” Σψ2,i QKi} (3.2) unde: - A este acţiunea dominantă la temperatura de referinţă TEd care influenţează tenacitatea materialului elementului considerat şi poate genera deopotrivă tensiuni date de împiedicarea deformaţiilor; - ΣGK sunt acţiunile permanente; ψ1QK este valoarea frecventă a încărcărilor variabile şi ψ2,iQKi sunt valorile cvasipermanente ale încărcărilor variabile secundare, care determină nivelul de tensiuni în material (factorii de grupare ψ1 şi ψ2 - conform EN 1990). Gruparea de mai sus este considerată echivalentă cu gruparea accidentală de tipul ipotezei cazului simultaneităţii celei mai joase temperaturi, de mărimea defectului, de localizarea sa şi de proprietăţile materialului.

85

Tabelul 3.11. Valorile maxime admise ale grosimii elementelor [mm]

Temperatura de referinţă TEd , în locul potenţial de rupere, se determină cu ajutorul expresiei următoare: TEd = Tmd+ ΔTr + ΔTσ + ΔTR + ΔTε + ΔT ε cf (3.3) în care: - Tmd este temperatura atmosferică cea mai scăzută cu o perioadă de revenire specifică (a se vedea EN 1991-1-5) şi harta anexată NA.2;

86

87

- ΔTr este un termen de corecţie pentru pierderile prin radiaţie (a se vedea EN 1991-1-5; ex. - 5 K); - ΔTσ este decalajul de temperatură indus de către tensiune şi limita de curgere a materialului, imperfecţiunea fisurii şi forma şi dimensiunile elementului; se poate considera ΔTσ = 0 ºC; - ΔTR este un termen de siguranţă, pentru a diferenţia nivelul de fiabilitate pentru diferite situaţii; se recomandă ΔTR=0 ºC (a se vedea EN 1990 Anexa D); - ΔTε este un termen de corecţie pentru o viteză de deformare de referinţă έ0. Pentru έ 0=4·10-4 s -1 se obţine ΔTε=0. Pentru viteze de deformaţie έ >4·10-4 s -1, se va evalua ΔTε. Studiile efectuate arată că această limită nu este depăşită nici în cazul podurilor. - ΔTε cf este un termen de corecţie pentru gradul de deformare la rece. Prin deformare la rece, tenacitatea materialului scade, aşa cum reiese din graficul din figura 3.12, şi creşte limita de curgere.

Fig. 3.12

De acest efect se ţine seama prin reducerea temperaturii de referinţa cu valoarea: ΔTεcf = -3 x εcf =-3 DCF [ºC] (3.4) DCF reprezintă gradul de deformare la rece în [%]. Corecţia se aplica numai pentru valori DCF≥2% şi este constantă pentru DCF≥15%. Gradul de deformare la rece se poate evalua cu relaţia:

[%]2100r2

tDCF dmax ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅=ε−ε= (3.5)

Valorile DCF şi ΔTεcf , în funcţie de raportul r/t (raza de îndoire/grosime), pentru TEd = - 5 [ºC] , ΔTεcf = 0 şi yEd f75.0=σ , sunt prezentate în tabelul 3.12.a. Tabelul 3.12.a

t/r DCF [%] aplicat ΔTεcf [K]

25≥ 2≤ 0 25t/r10 <≤ 5≤ - 8

10t/r3 <≤ 14≤ - 21 3t/r2 <≤ 20≤ - 30

88

În tabelul 3.12.b. sunt date grosimile maxime ale tablelor deformate la rece în funcţie deformaţia DCF maximă aplicată (TEd = - 5+ ΔTεcf). Tabelul 3.12.b

Grosimea maximă t [mm] t/r DCF [%]

aplicată TEd [ºC]

EN 1993 1-10 EN 1993-1-8 25≥ 2≤ - 5 30 Oricare

25t/r10 <≤ 5≤ - 13 23 16 10t/r3 <≤ 14≤ - 26 17 12 3t/r2 <≤ 20≤ - 35 15 10

Pentru utilizarea tabelului 2.1 din SR EN 1993-1-10 (Tabel 3.11 al acestei lucrări), prin care se stabileşte, fie grosimea maximă a produsului utilizat (grosimea tablei), fie se precizează calitatea necesară a oţelului ce urmează să fie utilizat, se urmăreşte schema logică din figura 3.13.

Fig. 3.13

Dacă condiţiile έ ≤ 4·10-4 şi %2cf ≤ε nu sunt îndeplinite, se evaluează TEd prin luarea în considerare a corecţiilor date de ΔTε şi ΔTεcf. În diagramele din figura 3.14 şi figura 3.15 sunt prezentate grosimile maxime pentru tablele întinse din alcătuirea elementelor de poduri metalice rutiere şi feroviare, în funcţie de calitatea oţelului, considerând o temperatură de referinţă TEd=-30 ºC.

89

Fig. 3.14

Fig. 3.15

3.5.4. Ductilitatea la destrămare lamelară a tablelor În funcţie de caracteristicile materialului şi de factori ce depind de procedeele de

sudură (ce pot fi controlaţi), EN1993-1-10 stabileşte valoarea minimă a gâtuirii necesare pentru ca riscul LT să fie înlăturat.

Relaţia de verificare privind fenomenul de destrămare lamelară, este de forma: RdEd ZZ ≤ (3.6)

Dacă 10ZEd ≤ , nu este necesar un oţel cu caracteristici îmbunătăţite pentru evitarea destrămării lamelare.

90

Tabelul 3.13

Valoarea ZEd Clasa de calitate

Cf. EN 10164 10ZEd ≤ -

10 < 20ZEd ≤ Z15 20 < 30ZEd ≤ Z25

ZEd > 30 Z35

Dacă EdZ > 10, se alege un oţel

conform EN 10164, care să prezinte această caracteristică, tabelul 3.13.

Valoarea lui EdZ se determină cu relaţia: edcbaEd ZZZZZZ ++++= (3.7) unde valorile termenilor edcba Z ,Z ,Z ,Z ,Z se stabilesc conform tabel 3.14. Tabelul 3.14

Zi aeff≤ 7 mm a = 5 mm Za = 0

7 < aeff≤10 mm a = 7 mm Za = 3 10 < aeff≤ 20 mm a = 14 mm Za = 6 20 < aeff≤ 30 mm a = 21 mm Za = 9 30 < aeff≤ 40 mm a = 28 mm Za = 12 40 < aeff≤ 50 mm a = 35 mm Za = 15

a)

Gro

sim

ea e

fect

ivă

a co

rdoa

nelo

r de

colţ

50 < aeff a > 35 mm Za = 15

Zb = - 25

Zb = - 10

Zb = - 5

Zb = 0

Zb = 3

Zb = 5

b)

Form

a şi

poz

iţia

cord

onul

ui d

e su

dură

Zb = 8

s ≤10 mm Zc = 2* 10 < s ≤ 20 mm Zc = 4* 20 < s ≤ 30 mm Zc = 6* 30 < s ≤ 40 mm Zc = 8* 40 < s ≤ 50 mm Zc = 10* 50 < s ≤ 60 mm Zc = 12* 60 < s ≤ 70 mm Zc = 15*

c)

Brid

aj lo

cal a

l co

ntra

cţie

i dat

orită

gr

osim

ii ta

blei

70 < s Zc = 15*

91

Bridaj redus Contracţie liberă posibilă (îmbinări în T) Zd = 0

Bridaj mediu Contracţie liberă împiedicată (diafragme la grinzi casetate) Zd = 3

d) B

ridaj

loca

l al

cont

racţ

iei d

ator

ită

efec

tulu

i con

lucrăr

ii în

tre e

lem

ente

le

stru

ctur

ii îm

bina

te p

rin

sudu

ră

Bridaj mare Contracţie împiedicată (nervurile la platelajele ortotrope) Zd = 5

Fără preîncălzire Ze = 0 e) Cordonul de sudură Preîncălzire ≥ 100oC Ze = -8

* valoarea lui Z poate fi redusă cu 50%, în cazul încărcărilor statice sau numai de compresiune, în direcţie perpendiculară pe grosimea materialului solicitat.

Montaj tablier CF

92

4. DETERIORĂRI LA TABLIERE C.F. SUDATE. VIBRAŢII ŞI EFECTE DINAMICE

4.1. DETERIORĂRI PRIN FISURARE. FACTORI DE CAUZALITATE

Fenomenul de fisurare s-a constatat la majoritatea tablierelor metalice sudate de

cale ferată, principalele elemente afectate fiind îndeosebi grinzile căii – lonjeronii şi antretoazele. Perioada de apariţie a fisurilor se situează între 1 ... 8 ani de la darea în exploatare a podului, prin urmare apariţia unora dintre acestea nu poate fi corelată cu fenomenul de oboseală al oţelului, cauzat de variaţia încărcărilor.

Cercetările efectuate cu ani în urmă, au condus la stabilirea a trei grupe de cauze privind apariţia fisurilor la tablierele metalice sudate, şi anume:

• cauze rezultate în procesul uzinării şi al montajului tablierelor metalice; • cauze determinate de soluţiile constructive adoptate pentru alcătuirea

elementelor sudate; • cauze legate de starea căii pe pod.

4.1.1. Cauze generate în procesul uzinării şi al montajului tablierelor metalice

În această grupă pot fi incluse următoarele cauze generatoare de fisuri în

elementele tablierului: • Tensiuni reziduale Adoptarea unor tehnologii necorespunzătoare de sudare sau nerespectarea celor

propuse de proiectant, pot duce la dezvoltarea unor tensiuni reziduale importante, astfel încât, în unele cazuri, fisurarea elementelor s-a produs încă din procesul de uzinare, impunându-se schimbarea tehnologiei de sudare şi a materialului de adaos.

În figura 4.1 sunt prezentate exemple de fisuri apărute în inima lonjeronilor (la

capătul rigidizărilor sau în zona de prelucrare a acestora) şi fisuri apărute la capătul platbandei superioare a antretoazei, în zona de prindere de grinda principală.

93

Fig. 4.1. Fisuri în grinzile căii: a) fisuri în inima lonjeronilor; b) fisuri în zona de prindere a antretoazei de grinda principală

• Defecte în cordoanele de sudură În această categorie pot fi incluse următoarele defecte: - cuiburi de zgură; - pătrundere incompletă; - arderea materialului de bază; - întreruperea cordoanelor de sudură sau variaţii bruşte ale secţiunii acestora etc. Aceste defecte pot constitui puncte de amorsare în dezvoltarea unor fisuri, sau

factori de iniţiere în producerea fenomenului de fragilizare a oţelului.

Statisticile efectuate în urma unor avarii cauzate de ruperi fragile au condus la concluzia că numai defectele sub forma unor fisuri prezintă pericol real pentru amorsarea unor ruperi fragile, astfel încât problema principală constă în prevenirea formării şi propagării fisurilor în construcţia sudată.

Pe baza cercetărilor din ultimii ani s-a considerat că poate fi acceptat ca şi criteriu esenţial de diferenţiere a diverselor fisuri, orientarea lor fată de izotermele din ZIT. Pe baza acestui criteriu, în cazul epruvetelor sudate prin cordoane simple (figura 4.2) există următoarele tipuri de fisuri:

- C – fisuri în cordonul de sudură; - T – fisuri transversale faţă de direcţia izotermelor; - R – fisuri de racordare; - S – fisuri sub cordon; - D – fisuri de „diluare” (în zonele de trecere).

Fig. 4.2. Fisuri în cordoanele de sudură şi în ZIT

94

Fisurile cele mai frecvente şi cele mai periculoase apar la răcirea cusăturii, la sudarea primului strat (fisuri sub cordon). Dacă aceste fisuri sunt preîntâmpinate, următoarele au o posibilitate de apariţie mult mai redusă. În ceea ce priveşte fisurile de racordare, în mecanismul formării lor joacă un rol important concentratorii de eforturi, în special, în cazul cusăturilor cu sudură de colţ.

• Montarea unor elemente având suprafeţele care se îmbină situate în planuri diferite

O astfel de situaţie se poate întâlni la prinderea platbandelor de continuitate a lonjeronilor, situaţie care se cumulează uneori şi cu rezemarea platbandei de continuitate pe marginea degajării din inima antretoazei prin care trece (în cazul lonjeronilor denivelaţi faţă de antretoaze). Această situaţie determină apariţia unor eforturi suplimentare la montaj şi o comportare necorespunzătoare a lonjeronului în exploatare. Aceste defecte, peste care se suprapun efectele solicitării de oboseală conduc adesea la apariţia unor fisuri în inima lonjeronilor. În figurile 4.3 şi 4.4 sunt prezentate două exemple de lonjeroni fisuraţi în zona de continuizare (în dreptul prinderii de antretoaze), precum şi soluţiile de remediere a defectelor prin eclisare cu corniere şi plăci metalice, prinse cu nituri sau cu şuruburi.

Fig. 4.3. Lonjeron fisurat (fisură scurtă): a) detaliu fisură; b) soluţie de consolidare

95

Fig. 4.4. Lonjeron fisurat (fisură lungă):

a) detaliu fisură; b) soluţie de consolidare

• Folosirea unor piese metalice cu margini neprelucrate Utilizarea unor piese având marginile neprelucrate constituie crestături care

creează concentratori importanţi de eforturi, ce pot să constituie la rândul lor zone de amorsare a fisurilor.

• Îndoirea la rece a inimii lonjeronilor sau

a antretoazelor în cazul podurilor oblice Prin îndoirea la rece se introduc eforturi suplimentare în materialul de bază şi se

modifică caracteristicile mecanice ale acestuia datorită fenomenului de ecruisaj, cea mai importantă fiind scăderea tenacităţii, respectiv reducerea proprietăţilor plastice.

• Baterea necorespunzătoare a niturilor de montaj

Niturile bătute necorespunzător permit deplasări relative ale pieselor pe care le

strâng, diminuând capacitatea prinderii (apare „jocul” pieselor în exploatare sub acţiunea sarcinilor dinamice). Deformaţiile mari care apar în acest caz pot conduce la fisurarea elementelor podului sau a pieselor de prindere.

4.1.2. Cauze determinate de soluţiile constructive adoptate pentru alcătuirea elementelor sudate

• Degajări în inima lonjeronilor în zona prinderii de antretoază

În zona de degajare a inimii lonjeronilor în vederea realizării prinderii în dreptul

antretoazelor se cumulează mai mulţi factori care favorizează apariţia unor fisuri, şi anume:

- variaţie de secţiune având efect de crestare (concentrare de eforturi); - tensiuni reziduale în cordoanele de sudură (ZIT), care îmbină inima cu talpa

superioară; - eforturi rezultate din operaţiile de montaj a pieselor de îmbinare; - efectul oboselii la trecerea repetată a convoaielor feroviare.

96

Cumularea acestor cauze are ca efect apariţia unor fisuri în zona de degajare a inimii, care se dezvoltă fie în inimă, aproximativ paralel cu talpa superioară a lonjeronului, (fig. 4.5 şi 4.6), fie în cordoanele de sudură (în ZIT).

Dezvoltarea acestor tipuri de fisuri are loc într-un interval de timp scurt, un rol favorizant avându-l temperatura scăzută de exploatare.

În figurile 4.5, 4.6 şi 4.7 sunt prezentate exemple de lonjeroni cu fisuri de tipul celor prezentate, precum şi soluţiile de consolidare prin eclisare.

Fig. 4.5. Lonjeron fisurat în zona degajării inimii: a) localizarea fisurii;

b) soluţie de consolidare

Fig. 4.6. Lonjeron în poziţie intermediară fată de antretoază: a) localizarea fisurii; b) soluţie de consolidare

97

Fig. 4.7. Lonjeron fisurat în zona îmbinării inimă-talpă: a) localizarea fisurii; b) soluţie de consolidare

• Variaţii bruşte de secţiune

Cazul cel mai frecvent întâlnit este cel de apariţie a fisurilor în dreptul dezvoltării

scaunului lonjeronului, unde inima se dezvoltă pe înălţime, pentru a permite realizarea prinderii în dreptul antretoazei, figura 4.8.

Fig. 4.8. Lonjeron fisurat în zona de dezvoltare a scaunului de prindere

O soluţie de consolidare în cazul acestor fisuri este prezentată în fig. 4.9.

98

Fig. 4.9. Soluţie de consolidare a lonjeronului fisurat în zona de dezvoltare a scaunului de prindere

Eclisare cu şuruburi

• Aşezarea directă a traverselor pe talpa superioară a lonjeronului Deoarece distanţa între lonjeroni este de 1800 mm, iar distanţa între şine este de

1500 mm, prin deformarea traverselor se produce o încărcare excentrică a lonjeronilor, precum şi deformarea tălpii, aceasta fiind solicitată suplimentar în sens transversal, figura 4.10.

99

Fig. 4.10. Deformarea lonjeronului la aşezarea directă a traversei pe talpa superioară:

a) deformarea aripii cornierei; b) deformarea inimii lonjeronului

Se recomandă soluţiile moderne de prindere în care traversele reazemă pe lonjeroni prin intermediul unor longrine, figura 4.11.

Fig. 4.11. Rezemarea traversei pe lonjeron prin intermediul unei longrine

4.1.3. Cauze legate de starea căii pe pod Defectele căii pe pod pot avea consecinţe defavorabile asupra elementelor podurilor, în special asupra celor la care se transmit direct încărcările căii - lonjeroni sau grinzi principale, în cazul podurilor CF cale sus fără grinzi ale căii, figura 4.12.

Fig. 4.12. Structură pe grinzi cu inimă plină cu calea aşezată direct pe grinzile principale

100

Principalele defecte de cale, având implicaţii directe asupra comportării elementelor podului sunt următoarele:

• traverse care reazemă pe capetele de nit (fig. 4.13.a) Traversele, neavând prelucrate locaşurile pentru capetele de nit, reazemă

punctiform pe aceste nituri, iar la trecerea repetată a convoaielor se formează calote, modificându-se cota superioară a traversei, iar la trecerea convoaielor efectul dinamic se amplifică, cu consecinţe defavorabile asupra comportării lonjeronilor.

• traverse care reazemă excentric pe platbanda tălpii (fig. 4.13.b,c) Datorită unor chertări greşite, traversele pot descărca spre interiorul sau spre

exteriorul platbandei tălpii superioare a lonjeronului sau a grinzii principale (la podurile cale sus), producând solicitări suplimentare în aceste elemente.

• traverse suspendate de şină (fig. 4.13.d) Datorită chertării prea mari sau datorită uzurii traversei, se poate ajunge la situaţia

ca, în poziţia neîncărcată, traversa să nu rezeme pe platbandă (traversa stă suspendată de şină ), iar la trecerea convoiului contactul între traversă şi platbanda tălpii se realizează cu un şoc important.

• traverse care reazemă pe guseele contravântuirii lonjeronilor

(fig. 4.13.e) La trecerea convoiului, traversa deformându-se, solicită puternic la oboseală

prinderea guseului de talpa lonjeronului, sudura putând ceda în timp.

• umplutură de lemn sub placa pod a şinei (fig. 4.13.f) Aceste umpluturi în timp se sparg şi sunt refulate, apărând un gol sub cale se

măreşte coeficientul dinamic la trecerea convoiului pe pod.

Fig. 4.13. Defecte ale căii pe pod

101

4.2. REMEDIEREA FISURILOR DIN ELEMENTE Depistarea fisurilor în elementele tablierelor metalice se face cu ocazia reviziilor curente, existenţa acestora fiind pusă în evidenţă de fisuri apărute în vopsea, atunci când acestea sunt recent apărute, sau prin scurgeri de rugină în cazul fisurilor mai vechi. Scurgerile de rugină pe tablier pun în evidenţă şi alte defecte cum ar fi:

- nituri slăbite; - traverse care freacă pe talpa superioară a lonjeronului; - deteriorarea protecţiei anticorozive (desprinderea vopselei). Măsurile care se iau, după depistarea unei fisuri (sau mai multe), sunt în funcţie de

modul în care este afectată siguranţa circulaţiei şi depind de următorii factori: - elementul de pod care a fisurat; - mărimea fisurii şi gradul de periculozitate a acesteia; - mărimea traficului existent pe tronsonul de linie pe care se află podul. În cazul depistării unor fisuri la grinzile căii (lonjeron, antretoază) sau la grinzile

principale, orientativ se prezintă măsurile care se vor lua, în funcţie de gravitatea situaţiei apărute:

1. Fisuri cu lungimea mai mică de 30 mm Se va practica o gaură Φ 14 mm la capătul fisurii pentru a opri propagarea

acesteia, gaură ce se va aleza apoi la diametrul Φ 17 mm. Este important ca gaura să fie practicată neapărat la capătul fisurii, fiind necesară curăţirea prealabilă a suprafeţei elementului în zona fisurii.

După această operaţie se întocmeşte releveul fisurii pentru a se stabili soluţia de remediere, soluţie care se va executa cât mai urgent posibil.

2. Fisuri cu lungimea mai mare de 30 mm Se va opri dezvoltarea fisurii conform celor prezentate la punctul 1 şi se va

introduce totodată restricţie de viteză pe podul respectiv, având ca scop reducerea coeficientului dinamic cu care se transmit încărcările date de convoaie.

În funcţie de mărimea şi de poziţia fisurii, raportate la dimensiunile întregului element fisurat, se apreciază în procente cu cât este diminuată capacitatea portantă a elementului deteriorat şi, în funcţie de acesta, cu ajutorul unor diagrame sau relaţii, se determină restricţia de viteză necesară până la repararea defectelor.

Oprirea propagării fisurii prin găurire

3. Fisuri a cărora mărime se apreciază ca fiind suficient de mare ca elementul afectat să nu mai prezinte siguranţă pentru circulaţie În această situaţie se impune închiderea circulaţie pe sectorul de linie în care se

găseşte podul cu elementul fisurat. În cazul în care elementul fisurat este un lonjeron cu deschiderea mai mică de 5 m,

redeschiderea circulaţiei se face după descărcarea lonjeronului cu ajutorul unui podeţ

102

provizoriu tipizat (tip U4 sau U5), la viteza de circulaţie de 30 km/h. În continuare se realizează, sub circulaţie, consolidarea definitivă a lonjeronului fisurat. Observaţii:

• nu se admit fisuri neremediate la elementele principale de rezistenţă ale tablierelor metalice de la podurile de cale ferată (lonjeroni, antretoaze, grinzi principale, contravântuiri, dispozitivul de preluare a frânării);

• fisurile care apar la elementele de rigidizare (rigidizări verticale şi orizontale, diafragme de rigidizare, tacheţi) se ţin, în general, sub observaţie.

4.3. MĂSURI DE PREVENIRE A FENOMENELOR DE FISURARE LA TABLIERELE METALICE SUDATE

Pe lângă măsurile care se iau în faza de proiectare şi de uzinare, cu scopul de a

micşora pericolul de apariţie a fenomenului de fisurare în elementele tablierelor metalice, există o categorie de măsuri care trebuie luate de către organele cu sarcini de control şi de către personalul de întreţinere, începând cu faza de montaj şi extinse pe toată durata de exploatare a podului.

Principalele măsuri care fac parte din această categorie sunt următoarele: 1. Se va urmări ca montajul pe şantier al elementelor tablierului să se facă în

condiţii similare celor din uzină (poziţia şi numărul calajelor, valoarea contrasăgeţii etc.).

2. Având în vedere faptul că o parte din fisuri apar în primii ani de la darea în exploatare a podului, având drept cauză principală deficienţele din sudare sau din montaj, se recomandă ca revizia tablierelor metalice să fie efectuată anual în primii trei ani de la darea în exploatare a acestora. În situaţia în care nu au apărut situaţii deosebite în exploatare, după primii 3 ani, periodicitatea reviziilor se poate extinde la 5-7 ani, conform instrucţiunilor în vigoare. Este necesar ca reviziile tablierelor metalice să fie efectuate cu o foarte mare atenţie şi responsabilitate, folosind pe lângă observarea cu ochiul liber, lupele şi lichidele penetrante, reviziile trebuind să fie făcute de un personal care să aibă pregătirea profesională corespunzătoare.

3. Se va efectua verificarea tablierelor sudate, după coborârea temperaturii de exploatare sub –200C, având în vedere efectul temperaturilor scăzute asupra fenomenului de fragilizare a oţelului, respectiv asupra pericolului de fisurare.

4. Tablierele metalice sudate care prezintă fisuri, şi, pentru care s-a luat măsura de a fi ţinute sub observaţie, vor fi verificate lunar pentru a urmări evoluţia acestor fisuri (prin comparare cu releveul efectuat), iar în cazul în care se constată modificări, se vor lua măsurile care se impun noii situaţii create.

5. Menţinerea unei stări corespunzătoare a căii pe pod, cu păstrarea toleranţelor căii în limitele admise de instrucţiunile în vigoare.

Pentru a sublinia importanţa stării căii pe podurile metalice, se poate menţiona faptul că, în unele ţări, aprecierea capacităţii portante a podului se face şi în funcţie de starea căii pe pod, iar conform euronorme, coeficientul dinamic care se ia în calcul este funcţie de calitatea întreţinerii căii.

103

4.4. VIBRAŢII ŞI EFECTE DINAMICE 4.4.1. Frecvenţa proprie a structurii Conform EN 1991-2 (Eurocode 1: Actions on structures - Part 2: Traffic loads on bridges) se recomandă ca frecvenţa proprie de vibraţie să se încadreze între două valori, stabilite funcţie de deschiderea podului.

Frecvenţele naturale ale unui element se raportează la forma deformată sub acţiunea încărcărilor permanente.

Pentru o structură simplu rezemată solicitată la încovoiere, frecvenţa naturală poate fi obţinută cu formula:

[ ]Hz/75,17n 00 δ= (4.1)

unde: 0δ - săgeata la mijlocul deschiderii datorată încărcărilor permanente, în [mm]. În figura 4.14 se prezintă limitele frecvenţelor proprii de vibraţie n0, în Hz, funcţie de mărimea deschiderii L, în m, cu limitele inferioară şi superioară.

În cazul în care frecvenţa naturală a podului se încadrează în limitele prezentate în

figură nu este necesar a se efectua analiza dinamică.

748,0sup0 L76,94n −=

⎩⎨⎧

≤<−⋅

≤<−=

− m100Lm20L58.23

m20Lm4L/80n 592.0

inf0

Fig.4.14

Pentru trenurile reale aflate în exploatare, coeficienţii dinamici se calculează cu

formulele: ''5.0'11 ϕ⋅+ϕ+=ϕ+ , pentru o cale bine întreţinută (4.2.a) '''11 ϕ+ϕ+=ϕ+ , pentru o cale cu întreţinere standard (4.2.b)

104

unde: 'ϕ - reprezintă efectul podului:

4KK1K'+−

=ϕ ; Φ⋅

=Ln2

vK0

''ϕ - reprezintă efectul căii:

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛−

⋅+

α=ϕ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Φ−Φ

Φ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−

2

10L2

e180

Ln50e56

100'' 010

L

v - viteza de circulaţie maximă permisă a vehiculului [m/s]; 0n - frecvenţa proprie a podului neîncărcat [Hz]; ΦL - lungimea caracteristică [m];

α - coeficientul vitezei: ⎩⎨⎧

><

=αm/s 22v dacã 1 m/s 22v dacã v/22

Săgeata la mijlocul deschiderii datorată încărcărilor permanente

Săgeata grinzilor cu inimǎ plină, simplu rezemate, cu moment de inerţie variabil, încărcate cu sarcină permanentă, uniform distribuită, se calculează cu relaţia:

m

2max

m

4

0 IE48LM5,5

IE384Lq5,5

⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅⋅

=δ (4.3)

în care: q - încărcarea permanentă; Mmax - momentul maxim provenit din încărcările permanente; L - deschiderea grinzii; E - modulul de elasticitate a oţelului; Im - momentul de inerţie mediu ponderat al secţiunii transversale a grinzii.

4.4.2. Coeficientul dinamic Coeficientul dinamic ia în considerare efectele amplificării dinamice a eforturilor şi vibraţiilor în structură, dar nu ia în considerare efectele rezonanţei şi vibraţiile excesive ale tablierului.

Eforturile şi deformaţiile determinate din acţiunea statică a convoaielor de calcul, vor fi afectate de un coeficient dinamic ( 2φ sau 3φ ), valoarea acestuia depinzând de următorii parametri:

- frecvenţa proprie de oscilaţie a structurii; - amortizarea structurală; - deschiderea structurii (globală), deschiderea elementului (locală); - distanţa între osiile convoiului; - viteza convoiului; - imperfecţiunile roţilor şi ale şinelor.

Valorile coeficienţilor dinamici 2φ şi 3φ sunt valabile în următoarele condiţii: • viteza de circulaţie maximă 220V ≤ km/h; • frecvenţa proprie de oscilaţie a structurii se menţine în limitele:

105

- valoarea limită superioară: 748,0

0 L76,94n −⋅= - valoarea limită inferioară:

L/80n0 = - pentru 4 m < L≤20 m 592,0

0 L58.23n −⋅= - pentru 20 m < ≤100 m

Coeficientul dinamic 2φ sau 3φ Coeficienţii dinamici se calculează cu relaţiile (EC 1-2):

67,182,02,0L

44,11 2 <+−

=φ<φ

- pentru structuri cu calea bine întreţinută (4.4.a)

273,02,0L

16,21 3 <+−

=φ<φ

- pentru structuri cu calea întreţinută standard (normal) (4.4.b)

Administraţia CF va decide care din valorile 2φ sau 3φ se va alege. Coeficienţii dinamici 2φ şi 3φ sunt stabiliţi pentru grinzi simplu rezemate, dar prin intermediul lungimii determinante φL , aceştia pot fi utilizaţi pentru diferite elemente structurale, tabelul 6.2, EC1-2. Coeficienţii de reducere la gruparea acţiunilor variabile sunt daţi în Anexa A2 a EC1990, în tabelele A2.1 – A2.3. Pentru cazurile uzuale de proiectare, lungimea determinantă φL este dată In tabelul 4.1. Tabelul 4.1

ELEMENTUL STRUCTURAL

LUNGIMEA DETERMINANTĂ φL

Platelaj metalic - calea închisă în cuvă de balast (platelaj ortotrop – tensiuni locale)

Platelaj cu rigidizări transversale şi nervuri (rigidizări) longitudinale continue 1.1. Tola (pentru ambele direcţii) - 3 × distanţa antretoaze 1.2. Rigidizări longitudinale - 3 × distanţa antretoaze 1 1.3. Antretoaze (rigidizări transversale) - 2 × lungime antretoază Platelaj prevăzut numai cu rigidizări transversale 2.1. Tola (pentru ambele direcţii) - 2 × distanţa antretoaze + 3 m 2 2.2. Antretoaze - 2 × distanţa antretoaze + 3 m

Grinzile căii – calea deschisă (pentru tensiuni locale şi transversale) – se recomandă 3Φ 3.1. Lonjeron: - ca element al reţelei de grinzi - 3 × distanţa antretoaze - simplu rezemat - distanţa antretoaze + 3 m 3 3.2. Antretoaze - 2 × lungime antretoază

Platelaj din beton cu calea în cuvă de balast 4 A se vedea tabelul 6.2 din EC 1- 2

Grinzi principale 5.1. Grinzi simplu rezemate - deschiderea grinzii

5 5.2. Grinzi continue peste n reazeme mLkL ⋅=Φ ; ∑= im L

n1L

n 2 3 4 5≥ k 1.2 1.3 1.4 1.5

106

Pentru îmbunătăţirea comportării structurilor de poduri la sarcini dinamice şi la acţiunea vântului, se pot amplasa amortizoare hidraulice legate de structura de rezistenţă sau de cabluri, pentru reducerea vibraţiilor acestora, în cazul podurilor hobanate. Astfel de soluţii sunt prezentate în exemplele următoare. Millennium Bridge. Londra Podul, mai precis pasarela pietonală, a fost deschis în iunie 2000, iar în primul weekend peste 100 000 de oameni au traversat pe el Tamisa. Platelajul din aluminiu cu o lăţime de 4 metri este susţinut de doi piloni prin intermediul a 4 cabluri cu diametrul de 120 mm, pe fiecare parte a pasarelei, ancorate în culeile de beton. Pasarela a fost închisă la numai opt zile de la inaugurare din cauza unor balansări orizontale de cca. 70 mm, fiind necesară montarea unor amortizoare sub platelaj (cântărind 700 tone) pentru a reduce deplasările laterale la un milimetru, iar această operaţiune a durat doi ani.

Millennium Bridge. Londra

M

Amplasarea amortizoarelor hidraulice la Millennium Bridge

M

Amortizoare amplasate pe hobane