UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII BUCUREŞTI

FACULTATEA DE CONSTRUCŢII CIVILE, INDUSTRIALE ŞI AGRICOLE

TEZĂ DE DOCTORAT -rezumat-

ing. PAPURCU ANDREI

CONTRIBUŢII LA EVALUAREA COMPORTĂRII ÎMBINĂRILOR ELEMENTELOR

PREFABRICATE LA ACŢIUNI SEISMICE

CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC:

prof. dr. ing. TUDOR POSTELNICU

2015

Mulțumiri

Mulțumesc domnului profesor Tudor Postelnicu, conducătorul stiințific al tezei de doctorat, pentru ajutorul și îndrumarea acordată pe parcursul elaborării acestei lucrări. Sunt onorat de sprijinul și încrederea dânsului de care m-am bucurat în cursul carierei mele universitare.

Cercetările care stau la baza acestei teze de doctorat s-au desfășurat parțial în cadrul unor proiecte de cercetare ale Departamentului Construcții de Beton Armat din cadrul Universității Tehnice de Construcții București. Mulțumesc domnului profesor Radu Pascu, director al departamentului, pentru ajutorul acordat în calitate de coordonator al acestor proiecte. Se cuvine menționat sprijinul companiei Ergon Internațional care a furnizat elementele de încercare.

Încercările experimentale au fost efectuate în Laboratorul de Încercări Structurale al Universității Tehnice de Construcții București. Echipamentele de încercare experimentală au fost donate de către Guvernul Japonez prin Agenția de Cooperare Internațională a Japoniei în cadrul proiectului tehnic de cooperare româno-japoneză pentru reducerea riscului seismic pentru clădiri. Apreciez sprijinul Guvernului Japonez pentru realizarea infrastructurii de cercetare experimentală. Mulțumesc colegilor din Departamentul Construcții de Beton Armat cu care am colaborat la realizarea încercărilor experimentale.

CUPRINS

1. Introducere 2. Concepţia de proiectare a structurilor prefabricate. Tipuri de soluţii 2.1.Opţiuni pentru forma elementelor şi poziţia îmbinării 2.2.Clasificare 2.3.Modul de transmitere a eforturilor 2.4.Principii de proiectare 2.5.Rezultate experimentale 3. Soluţii tehnice pentru îmbinarea armăturilor de oţel 3.1.Introducere 3.2.Îmbinarea prin suprapunere 3.3.Îmbinarea mecanică 3.4.Îmbinarea prin sudură 4. Utilizarea betoanelor de înaltă rezistență la structuri monolite sau

prefabricate 4.1.Proprietăţi 4.2.Comportarea elementelor de beton armat de înaltă rezistenţă 4.3.Concluzii 5. Încercări experimentale pe stâlpi prefabricaţi cu teci umplute cu mortar la

acţiuni seismice 5.1.Programul de încercări experimentale 5.2.Proiectarea specimenelor 5.3.Construcţia specimenelor 5.4.Analiza datelor experimentale 5.5.Energia disipată 5.6.Concluziile studiului experimental 6. Concluzii 6.1.Contextul științific și concluzii 6.2.Contribuții ale lucrării 6.3.Direcții viitoare de cercetare

Bibliografie

Anexe Anexa A. Date înregistrate din încercări Anexa B. Breviar foto

1

1. INTRODUCERE

Prefabricarea este cea mai eficientă metodă pentru realizarea unor construcții de calitate cu viteză mare de execuție. De asemenea, structurile prefabricate au o durabilitate superioară, iar execuţia se realizează cu consumuri mult mai mici de manoperă, cofraje şi eşafodaje decât în cazul structurilor monolite. Pe de altă parte, toleranţele mici, nivelul tehnic superior şi utilajele de manipulare complexe reprezintă dezavantaje ale prefabricării.

Structurile prefabricate sunt eficiente dacă se folosesc repetat elemente cu aceeași formă conectate prin îmbinări cât mai simple şi economice. Acest deziderat reprezintă principala problemă cu care se confruntă industria de prefabricate.

Răspunsul sistemului structural sub acţiuni depinde în mare măsură de comportarea îmbinărilor elementelor prefabricate componente. Îmbinările trebuie să realizeze transferul natural, logic al eforturilor între elementele prefabricate în toate stadiile de solicitare, pentru obţinerea unui traseu sigur, cât mai scurt, al forţelor către terenul de fundare. Odată cu asigurarea transferului încărcărilor, îmbinările trebuie să poată prelua deformaţiile impuse. În zone seismice îmbinările sunt mai complicate şi mai dificil de executat decât în cazul structurilor fără rol seismic.

Utilizarea betoanelor de înaltă rezistență în industria prefabricatelor, poate facilita realizarea unor elemente și sisteme de îmbinare mai eficiente.

Experienţa cutremurelor trecute a arătat că structurile prefabricate prezintă încă vulnerabilităţi, în special la îmbinarea elementelor. Structurile proiectate deficitar au prezentat avarii structurale importante, în unele situaţii raportându-se chiar colapsul acestora (Fintel, 1977; ERRI, 2000; Posada et al., 2002; Toniolo et al., 2012; Ghosh şi Cleland, 2012; Liberatore et al., 2013; etc.). Structurile proiectate corect s-au comportat excelent. Înțelegerea modului de comportare a îmbinărilor a fost favorizată de programele de încercări experimentale desfășurate în întreaga lume (Restrepo et al., 1995; Priestley et al., 1996; Belleri et al., 2012; etc.).

În pofida numărului mare de structuri prefabricate construite, nu există o abordare unitară în proiectarea lor, la fel ca în cazul celor monolite. Din acest motiv, în unele ţări structurile prefabricate sunt privite cu neîncredere.

Teza de doctorat prezintă problematica generală a prefabricării structurilor în cadre în zone seismice. Studiul se concentrează pe analiza unui tip structural cu o răspândire largă, acela al halelor prefabricate parter. Întrucât la aceste structuri îmbinarea stâlp-fundaţie reprezintă problema cheie a proiectării, obiectivul principal îl constituie cercetarea experimentală a comportării unui sistem de îmbinare al stâlpilor prefabricaţi în fundaţie, cu avantaje constructive importante, despre care există puține date în literatura de specialitate.

În capitolul 2 al lucrării se prezintă soluții pentru forma elemenetelor prefabricate şi poziţia îmbinărilor la nivelul structurii. Se identifică tipurile cele mai importante de îmbinări, clasificate după diferite criterii, se descrie modul de transfer al eforturilor în îmbinări, după care se formulează principiile de proiectare ale structurilor prefabricate. În finalul capitolului se prezintă rezultate experimentale pe structuri sau ansambluri prefabricate publicate în literatura de specialitate.

Transferul eforturilor de la armăturile unui element către celălalt se realizează prin diverse mecanisme interne sau cu ajutorul unor elemente ajutătoare. În capitolul 3 se

2

face o trecere în revistă a modurilor în care se poate face transferul de eforturi între armături.

În capitolul 4 sunt prezentate proprietăţile betonului de înaltă rezistenţă. Acest capitol este important prin prisma faptului ca elementele încercate în programul experimental sunt realizate din beton de înaltă rezistenţă, iar modul de comportare a acestora depinde de comportarea materialelor din care sunt alcătuite.

Capitolul 5, principalul capitol al tezei, conţine prezentarea unui studiu de laborator al îmbinărilor cu teci umplute cu mortar, efectuat de autor. Este prezentat programul experimental şi modul de alcătuire a specimenelor, după care sunt comentate principalele date experimentale obţinute. În final se face o analiză critică a performanţei îmbinărilor prefabricate utilizând acest sistem în comparaţie cu sistemele monolite echivalente.

În capitolul 6 sunt formulate concluziile generale ale studiului şi sunt identificate contribuţiile lucrării, precum şi direcţiile viitoare de cercetare.

În cele două anexe sunt prezentate grafic toate datele experimentale obţinute în teste, precum şi un breviar foto care prezintă specimenele în faza de execuţie şi în timpul testelor.

În acest rezumat capitolele de sinteză bibliografică sunt prezentate succint. Se expune pe larg capitolul principal al lucrării, care se referă la studiul experimental desfăşurat.

2. CONCEPŢIA DE PROIECTARE A STRUCTURILOR PREFABRICATE. TIPURI DE SOLUŢII

Pe plan mondial, industria de prefabricate a cunoscut un progres major în cazul structurilor amplasate în zone seismice datorită implementării unor idei inovative la nivelul îmbinărilor și a verificării acestora prin încercări experimentale.

2.1. Opţiuni pentru forma elementelor şi poziţia îmbinării

Elementele prefabricate pot avea diferite forme şi dimensiuni. Forma şi tipul elementelor se stabilește în funcţie de sistemul structural ales, tipul îmbinărilor şi caracteristicile utilajelor de transport şi manipulare.

2.2. Clasificare

Clasificările sunt făcute în mod convențional în scopul de a facilita selectarea unei anumite soluții de îmbinare pentru o problemă de proiectare distinctă. Îmbinările dintre elementele prefabricate se pot clasifica în funcție de diferite criterii, patru dintre acestea fiind considerate semnificative de către autor:

a) Clasificarea în funcţie de poziția în structură și de rolul structural; b) Clasificare în funcţie de gradul de continuitate asigurat, respectiv în funcție de

măsura în care asigură comportarea de nod rigid; c) Clasificarea în funcţie de comportarea acestora în raport cu echivalentul lor din

structurile monolite; d) Clasificare în funcţie de modul de execuţie.

2.3. Modul de transmitere a eforturilor

Printr-o îmbinare pot fi transmise următoarele tipuri de eforturi:

• Întindere • Compresiune

3

• Forță tăietoare • Încovoiere • Torsiune

Proiectarea îmbinărilor pentru o transmitere corectă a eforturilor trebuie să se bazeze pe o bună cunoaștere și înțelegere a mecanismelor de transfer a forțelor. Unele dintre acestea sunt specifice structurilor prefabricate.

Forțele de întindere sunt transmise în general cu armături de oţel, sau cu piese metalice de legătură.

Transferul forțelor de compresiune are loc în general la rezemarea grinzilor sau în îmbinările care asigură continuitatea stâlpilor. Compresiunea se poate transmite prin contact direct sau printr-un element de reazem. Optimizarea dimensiunilor elementului prefabricat și a elementelor de îmbinare reprezintă principala problemă în proiectarea acestor îmbinări.

Se pot identifica trei mecanisme de transmitere a forţelor tăietoare:

• prin aderență; • prin frecare la interfața rostului; • prin efect de dorn sau cu ajutorul unor piese de legătură, elemente de rezemare

sau dinți.

Momentele încovoietoare sunt transmise printr-un cuplu de forţe întindere-compresiune sau compresiune-compresiune care se dezvoltă din cauza rotirilor impuse.

2.4. Principii de proiectare

Criteriile de performanţă pentru structurile prefabricate proiectate seismic sunt în general similare cu cele pentru structurile monolite.

Stabilitatea sistemului şi a părților sale componente trebuie să fie asigurată atât în timpul execuţiei acesteia cât și în timpul exploatării.

Principala problemă a proiectarii seismice rămane impunerea mecanismului de disipare de energie dorit. Similar structurilor monolite, structurile prefabricate sunt proiectate să raspundă neliniar la acțiunea cutremurului de proiectare. Pentru realizarea ductilității structurale ruperile fragile trebuie evitate.

2.5. Rezultate experimentale

În ultimele decenii au fost realizate numeroase studii experimentale ce au avut ca obiectiv să investigheze comportarea îmbinărilor sau a structurilor prefabricate la acțiuni seismice (Biondini et al., 2004; Toniolo, 2012; Choi et al., 2013; etc.).

În general, încercarile analizate urmaresc realizarea unor structuri cvasimonolite. În majoritatea cazurilor se obţine comportarea aşteptată, fapt care arată că structurile prefabricate pot fi folosite cu succes în zone seismice dacă sunt proiectate corect.

3. SOLUŢII TEHNICE PENTRU ÎMBINAREA ARMĂTURILOR DE OŢEL

3.1. Introducere

Pentru a putea fi transportate şi manipulate, barele de oţel au lungimi limitate. Pentru a se asigura continuitatea lor, acestea trebuie îmbinate.

4

3.2. Îmbinarea prin suprapunere

Îmbinarea prin suprapunere este folosită cel mai des datorită simplităţii ei. Acest tip de îmbinare este permis, fără restricţii, la detalierea elementelor de beton armat cu rol gravitaţional. Dacă îmbinarea se foloseşte la elementele componente ale unui sistem cu rol în preluarea forţelor seismice, aceasta nu trebuie dispusă în zonele plastice.

Transferul de forţă de la o bară la cealaltă se face prin intermediul betonului situat între acestea. Îmbinările prin suprapunere sunt direct influenţate de calitatea şi gradul de confinare a betonului din zonele respective. Degradarea betonului afectează considerabil comportarea îmbinării, respectiv a structurii în ansamblu.

Comportarea îmbinărilor prin suprapunere la acţiuni ciclice alternante este mult inferioară celei la acţiuni statice monotone. Aderenţa armăturii se degradează mult mai rapid. Armătura transversală, prin confinarea pe care o realizează, este esenţială în menţinerea aderenţei barelor longitudinale.

3.3. Îmbinarea mecanică

Îmbinarea mecanică este îmbinarea la care transferul de forţă de la o bară la cealaltă se face prin intermediul unor dispozitive metalice prinse la capetele ambelor bare ce urmează a fi îmbinate.

Îmbinările mecanice sunt folosite relativ rar la noi în țară deoarece costurile acestora sunt destul de ridicate. La nivel mondial, folosirea acestui tip de îmbinare este din ce în ce mai prezentă datorită faptului că se poate asigura un standard de calitate foarte înalt, stabilitatea carcaselor de armătură, fără aglomerări de bare în zonele de îmbinare, o turnare şi o compactare mai bună a betonului. Costurile dispozitivelor de îmbinare mecanică pot deveni acceptabile dacă ţinem cont de diversele avantaje pe care le au.

Pentru anumite tipuri de conectori, încercările experimentale efectuate au scos în evidenţă o comportare bună a acestora la încărcări ciclice alternante, chiar dacă au fost dispuse în zonele plastice ale elementelor (Reetz et al., 2004; Nguyen et al., 2013; etc.)

3.4. Îmbinarea prin sudură

În cazul îmbinărilor prin sudură transferul de forţă de la o bară la cealaltă se face prin cordoane de sudură care leagă direct cele două bare, sau prin intermediul unor piese suplimentare (eclise).

În general îmbinarea prin sudură este costisitoare şi consumatoare de timp. Deşi pot asigura transferul integral al forţei dezvoltate în armătură, procedeul poate afecta calitatea barei în vecinătatea sudurii deoarece creeaza neregularitaţi în structura oţelului putând genera ruperea casantă a acestuia. Îmbinările prin sudură trebuie verificate de personal calificat.

Un procedeu de sudură directă cap la cap folosit frecvent în Japonia este sudarea cu gaz sub presiune.

4. UTILIZAREA BETOANELOR DE ÎNALTĂ REZISTENȚĂ LA STRUCTURI MONOLITE SAU PREFABRICATE

Realizarea unor structuri prefabricate eficiente necesită utilizarea unor betoane de calitate superioară. În multe situații, elementele prefabricate sunt realizate din betoane

5

de înaltă rezistență în scopul limitării gabaritului acestora, a creşterii durabilităţii și pentru realizarea unor îmbinări cu dezvoltare limitată.

4.1. Proprietăţi

Creşterea rezistenţei a fost însoţită şi de îmbunătăţirea altor proprietăţi, în special a durabilităţii, dar şi de aspecte specifice de comportare, mai puţin dorite: o comportare mai fragilă la compresiune şi o cedare explozivă la acţiunea focului.

Factorul principal care stă la baza obţinerii betonului de înaltă rezistenţă este un raport apă/ciment foarte scăzut. Utilizarea superplastifianţilor este absolut necesară pentru a reduce cantitatea de apă şi a menţine în acelaşi timp o lucrabilitate satisfăcătoare.

Atât pasta de ciment cât şi agregatele sunt materiale cu comportare liniară, dar betonul are o comportare neliniară (Figura 4.1). Această proprietate se datorează diferenţei de rigiditate dintre pasta de ciment si agregate care duce la apariţia unor concentrări de eforturi în zonele de contact dintre aceste două componente. Concentrările de eforturi iniţiază fisurarea. Microfisurile asigură o redistribuţie internă a eforturilor care produc în final cedarea betonului. Diferenţa de rigiditate dintre pasta de ciment şi agregate e mult mai mică la betonul de înaltă rezistenţă decât la betonul obişnuit. Tendinţa de microfisurare este mai redusă şi curba σ-ε este aproape liniară. O reţea de microfisuri mai puţin dezvoltată conduce către un mod de cedare brusc, deoarece capacitatea de redistribuţie a eforturilor este scăzută.

Curba efort-deformaţie pentru: beton de rezistenţă normală (stânga) şi BIR (dreapta) Figura 4.1(Bohigas, 2002)

Scăderea de rezistenţă după vârf este cu atât mai brutală cu cât rezistenţa este mai mare (Figura 4.2).

Curbe efort – deformaţie tipice pentru beton comprimat (Park, 1998) Figura 4.2

4.2. Comportarea elementelor de beton armat de înaltă rezistenţă

Cercetările experimentale efectuate pe elemente de beton de înaltă rezistenţă au evidenţiat o comportare mai puţin ductilă, în special dacă nivelul forţei axiale de

6

compresiune din element este ridicat. O ductilitate adecvată se poate asigura printr-un grad de confinare ridicat. Acesta se poate obţine prin dispunerea unei cantităţi mari de armătură transversală. În anumite situaţii, s-a demonstrat eficienţa unui oţel cu limită de curgere ridicată (Park, 1990; Saatcioglu, 2003; etc.). Pentru elemente încărcate cu forţe axiale mici, ductilitatea este satisfăcătoare în situaţia unui grad de confinare similar elementelor realizate din beton obişnuit (Azizinamini et al., 1994; Pendyala et al., 1996; etc.).

În cazul betonului de înaltă rezistenţă, poziţia rezultantei forţei de compresiune în beton se modifică faţă de betoanele obişnuite datorită distribuţiei diferite a eforturilor unitare de compresiune. Blocul rectangular echivalent de compresiune definit în coduri poate supraestima capacitatea la încovoiere a elementelor. (Ibrahim et al., 1997; Ozbakkaloglu et al., 2004; etc.). Totuşi, dacă înălţimea zonei comprimate în stadiul ultim este mică, forma blocului rectangular de compresiuni este mai puţin importantă (Shin, 1986).

La elementele din beton de înaltă rezistenţă solicitate la forţe tăietoare mari comportarea este mai fragilă, datorită faptului ca fisurile se propagă atât prin piatra de ciment cât şi prin agregat, iar suprafeţele de rupere sunt mai netede. Componenta forţei tăietoare preluată prin frecare între feţele adiacente ale fisurii scade, fiind nevoie de o cantitate mai mare de etrieri în raport cu elementele realizate din betoane obişnuite. O armătură longitudinală distribuită pe înălţimea secţiunii conservă mecanismul de preluare a forţei tăietoare prin aderenţa între piatra de ciment şi agregat (Duthinh et al., 1996; Xiao et al., 1999; etc.).

4.3. Concluzii

Aspectele specifice de comportare a betoanelor de înaltă rezistenţă nu influenţează semnificativ comportarea specimenelor testate şi analizate în cadrul lucrării de doctorat, deoarece nivelul forţei axiale este relativ scăzut, iar betonul folosit face parte dintr-o clasă inferioară a acestei categorii.

5. ÎNCERCĂRI EXPERIMENTALE PE STÂLPI PREFABRICAŢI CU TECI UMPLUTE CU MORTAR LA ACŢIUNI SEISMICE

În cadrul tezei de doctorat, autorul și-a propus să studieze răspunsul histeretic al unei îmbinări între elemente prefrabricate la care continuitatea armăturilor longitudinale a fost realizată utilizând teci umplute cu mortar. Deși cunoscute și utilizate în practică, există relativ puține date experimentale privind comportare histeretică în regim de solicitare ciclic alternant publicate în literatura de specialitate. Astfel de îmbinări se pot utiliza, de exemplu, pentru continuizarea stâlpilor sau grinzilor prefabricate la o construcție multietajată sau pentru realizarea legăturii de moment dintre stâlpii prefabricați și fundații.

În acest capitol sunt prezentate şi interpretate rezultatele încercărilor experimentale pe patru stâlpi prefabricaţi la care s-a folosit sistemul de îmbinare cu teci umplute cu mortar.

Au fost încercaţi şi doi stâlpi de referinţă, turnaţi monolit, pentru a putea stabili măsura în care comportarea celor două categorii de stâlpi se apropie.

Belleri şi Riva (2012) au analizat comportarea ciclică a acestui tip de îmbinare cu ruperea parţială a aderenţei armăturilor longitudinale pe zona critică. Ruperea voită a aderenţei pe un anumit segment al armăturilor longitudinale în zona critică poate duce la creşterea ductilităţii de rotire a elementului şi la scăderea deformaţiilor de întindere

7

în armăturile longitudinale. Concentrarea deformaţiilor plastice în dreptul unei singure fisuri ridică un semn de întrebare în ceea ce priveşte capacitatea armăturii de a rezista acestor deformaţii specifice mari date de cerinţe înalte de ductilitate la baza stâlpului, fapt ce ar conduce la ruperea armăturii.

În programul experimental care stă la baza acestei teze nu s-a optat pentru întreruperea aderenţei armăturilor longitudinale în zona critică a stâlpului.

5.1. Programul de încercări experimentale

Programul de încercări cuprinde șase stâlpi de beton armat, încercați în consolă. Elementele de încercare au 2m înălțime, secțiune 39x39cm și sunt încastrate într-un bulb rigid de beton armat de 50cm înălțime. Acesta este dimensionat astfel încât să rămână în domeniul elastic pe tot parcursul încercării. Prin modul de prindere şi încărcare în cadrul de încercare se obține o schemă statică de consolă (Figura 5.1).

Elemente de încercare Figura 5.1

Patru dintre stâlpi au fost realizați ca elemente prefabricate. Asigurarea continuităţii între armăturile longitudinale din bulbul de ancorare şi cele ale stâlpului se face prin intermediul mortarului injectat în țevi de tablă înglobate în prealabil în stâlpul prefabricat. Se realizează astfel o îmbinare prin suprapunere. Celelalte două elemente sunt realizate din beton turnat monolit, cu armătura longitudinală continuă pe toată înălțimea sistemului stâlp-bulb de ancorare.

La realizarea încercărilor s-a utilizat un cadru de reacțiune dotat cu echipamente de încărcare, măsurare și achiziție automată a datelor. Figura 5.2 prezintă schematic principalele caracteristici (dimensiuni, capacitatea cilindrilor hidraulici) ale cadrului de reacțiune. Dotarea laboratorului, în valoare de aproximativ 1 milion de $, s-a realizat prin donația făcută de Japan International Cooperation Agency (JICA) în cadrul proiectului româno-japonez de reducere a riscului seismic.

8

Schema cadrului de reacţiune Figura 5.2

Elementele au fost supuse la încărcări laterale ciclice alternante, aplicate static. Forțele orizontale au fost aplicate prin intermediul a doi cilindri cu capacitatea de 100t. Controlul s-a făcut în deplasări pe toată durata testului. Protocolul de încercare conține un ciclu complet la ±0.25% drift și câte două cicluri complete la ±0.5%, ±1%, ±1.5%, ±2.0%, ±3.0%, ±4.0% și ±5.0% drift. Protocolul de încărcare este prezentat în Figura 5.3.

Protocolul de încărcare Figura 5.3

Forța axială aplicată la începutul testului, prin intermediul unui cilindru vertical de 200 t, este menținută constantă pe toată durata acestuia.

Forțele au fost măsurate prin intermediul unor traductori de forță instalați pe capetele cilindrilor hidraulici (load cells). Deplasările laterale, rotirile, lunecările și defomațiile axiale ale elementelor au fost înregistrate prin intermediul unor traductori inductivi de deplasare (displacement transducers) dispuşi ca în Figura 5.2.

-5.0

-2.5

0.0

2.5

5.0

Pas

Dri

ft (

%)

-5,0

-2,5

0,0

2,5

5,0

Reazeme alunecătoare

Cilindru hidraulic

Grindă de încărcare

Traductori de forţă

Traductori de deplasare

Specimen

9

Pentru a determina deformațiile în armături au fost instalate mărci tensometrice atât pe barele longitudinale cât și pe etrieri. Toate măsurătorile din timpul încercărilor au fost monitorizate și stocate prin intermediul unui sistem automat de achiziție a datelor.

5.2. Proiectarea specimenelor

Principalele caracteristici ale specimenelor sunt prezentate în Tabelul 5.1.

Tabelul 5.1Caracteristici de bază ale specimenelor

Specimen Tip Forța axială: ERG 1

Monolit

1000kN

ERG 2 Prefabricat 1000kN

ERG 3 Prefabricat 2000kN

ERG 4 Monolit 2000kN

ERG 5 ERG 6

Prefabricat Prefabricat

2000kN 1000kN

Stâlpii monoliți (Figura 5.4) sunt armați longitudinal cu opt bare, 4 bare Ø20 dispuse la colțurile secțiunii și 4 bare Ø16 dispuse pe centrul laturilor. Toate cele 8 bare sunt duse continuu din bulb până la marginea de sus a stâlpului. Coeficientul de armare longitudinală a fost 0,0135. Această valoare este în concordanţă cu prevederile codului EN 1998-1 în ceea ce priveşte coeficientul minim de armare pentru stâlpii structurilor amplasate în zone seismice.

Stâlpii prefabricaţi (Figura 5.5) sunt armaţi longitudinal cu 12 bare Ø16. Pe fiecare latură a secţiunii stâlpului au fost distribuite 3 bare Ø16. La colţurile fiecărui stâlp au fost dispuse patru ţevi de oţel de 50mm diametru. Fiecare dintre aceste ţevi au fost încadrate de 2 bare Ø16. Cele 12 bare Ø16 corespund unui coeficient de armare longitudinală de 0,016. Din bulb au fost lăsate 4 bare Ø25 sub formă de mustăţi care se vor introduce în țevile înglobate în prealabil în stâlpul prefabricat. Lungimea mustăţilor măsurată de la faţa bulbului este de 1,10m. Această lungime este în concordanţă cu prevederile normei EN 1992-1-1 (CEN, 2004) pentru cazul în care toate barele se suprapun în aceeaşi secţiune. Fiecare bară Ø25 este suprapusă cu 2 bare Ø16.

Alegerea armăturilor care pleacă din bulb s-a făcut astfel încât capacitatea la încovoiere în secțiunea de la baza stâlpului prefabricat să fie aproximativ aceeaşi cu cea din secțiunea de la baza stâlpului monolit. Astfel, la specimenele prefabricate s-a dispus un coeficient de armare longitudinală mai mare decât în cazul celor monolite pentru a compensa diferența între înălțimile utile ale secțiunilor în cele două cazuri. Barele Ø25 care pleacă din bulbul de ancorare au fost poziționate cu 27mm mai la interiorul secţiunii față de barele Ø20 ale specimenelor monolite pentru a fi centrate pe țevile de oțel dispuse în stâlpul prefabricat, situate la colțurile etrierilor perimetrali.

10

Detalii elemente de referinţă monolite, ERG1 şi ERG4 Figura 5.4

Detalii elemente prefabricate, ERG2, ERG3, ERG5 şi ERG6 Figura 5.5

50

150600150

2500

2000

500

150

210

50

steel plate

steel plate

900

Ø8

Ø20

Ø8

294

484830

48 294 48

390

Ø16

195

195

195 195

30

2500

2000

500

5015

021

050

steel plate

steel plate

150600150900

grouted steelsleeves

high strength mortar

steel plate

1090

11

Armarea transversală a stâlpilor este formată dintr-o pereche de 2 etrieri Ø8, unul perimetral și unul interior în formă de romb, dispusă la pas de 50mm în zona critică, 150mm în zona de suprapunere a armăturilor longitudinale în afara zonei critice, respectiv 210mm în rest. Lungimea zonei critice s-a considerat egală cu înălţimea secţiunii stâlpului conform prevederilor EN 1998-1 pentru clasa de ductilitate medie.

La partea superioară a stâlpului etrierii au fost dispuşi la 50mm pentru a facilita transferul încărcării dintre grinda de reacţiune şi specimen şi pentru a împiedica eventuale cedări în zona de prindere.

Armarea transversală a stâlpilor monoliți a fost identică cu cea a stâlpilor prefabricați.

La proiectarea specimenelor s-a optat pentru folosirea unui beton de clasă C50/60. Armăturile au fost confecționate din oțel S500 clasa C.

Au fost alese două valori diferite pentru forţele de compresiune aplicate specimenelor. O forţă axială constantă de 1000kN a fost aplicată specimenelor ERG1, ERG2 şi ERG6, respectiv o forţă axială constantă de 2000kN specimenelor ERG3, ERG4 şi ERG5. Aceste valori ale forţelor axiale produc un efort mediu de compresiune de 0,16fcd, respectiv 0,32fcd, unde fcd reprezintă valoarea de proiectare a rezistenţei betonului la compresiune definită în EN 1992-1-1. Aceste eforturi medii de compresiune respectă prevederile codului românesc P100-1/2013 cu privire la valoarea maximă admisă.

Testele realizate pe epruvete de beton turnate odată cu specimenele au arătat însă, valori ale rezistenţelor ceva mai mari decât cele corespunzătoare clasei de beton alese la proiectare (C50/60). Valorile înregistrate ale rezistenţelor la compresiune corespund unui beton de clasă C55/67, aceast fiind încadrată în categoria betoanelor de înaltă rezistenţă conform EN 1992-1-1. Rezultatele testelor sunt date în Tabelul 5.2.

Tabelul 5.2Rezistenţele la compresiune şi forţele axiale normalizate pentru fiecare specimen

fcm fck fcd N ν

MPa MPa MPa kN ERG 1 64.4 56.4 37.6 1000 0.17 ERG 2 60.9 52.9 35.2 1000 0.19 ERG 3 70.3 62.3 41.5 2000 0.32 ERG 4 70.6 62.6 41.8 2000 0.31 ERG 5 70.7 62.7 41.8 2000 0.31 ERG 6 70.6 62.6 41.7 1000 0.16 fcm rezistenţa medie la compresiune a betonului – valoare

înregistrată fck rezistenţa caracteristică la compresiune a betonului

conform EN1992-1-1 fcd rezistenţa de calcul la compresiune a betonului conform

EN1992-1-1 ν = N/(bc hc fcd), forţa axială normalizată

Rezultatele încercărilor pe armături au arătat o rezistența medie la curgere a acestora de aproximativ 530MPa pentru barele Ø16, Ø20 și Ø25, respectiv 550MPa pentru barele Ø8. Rezultate detaliate sunt date în Tabelul 5.3.

12

Tabelul 5.3Rezultatele testelor pe oţel

Ø A5 fym fum Mm MPa MPa 25 21.3% 533 658 20 24.8% 529 670 16 22.9% 528 626 8 24.1% 550 647 Ø diametrul specimenului A5 deformaţia specifică maximă

măsurată pe o lungime de 5 diametre

fym rezistenţa medie la curgere fum rezistenţa medie ultimă

Pentru injectare s-a folosit un mortar pe bază de ciment, cu contracţie compensată, având diametrul maxim al agregatelor de 3,0mm şi rezistenţa la compresiune de 80MPa la 28 zile. Mortarul utilizat prezintă vâscozitate redusă în stare proaspătă. Tevile dispuse în stâlpii prefabricaţi au fost din oţel galvanizat, profilate, de tipul celor folosite la armăturile postîntinse cu un diametru interior de 50mm şi o grosime a peretelui de 4 mm.

5.3. Construcţia specimenelor

La elementele monolite armătura longitudinală este dispusă continuu de la baza bulbului de ancorare până la capătul superior al stâlpului. Armăturile au fost ancorate la ambele capete în plăci metalice perforate, prin sudură. Betonul a fost turnat într-o singură fază.

La elementele prefabricate, îmbinarea armăturilor longitudinale ale stâlpului cu cele ale bulbului de ancorare s-a realizat cu ajutorul unor ţevi metalice umplute cu mortar. Ţevile metalice au fost montate în stâlp, aşa cum se poate observa în Figura 5.6. Fiecare specimen prefabricat a fost turnat în două faze. Iniţial au fost turnaţi stâlpii, lăsând goale cele 4 ţevi de oţel dispuse la colţurile secţiunii. Ţevile au fost dispuse paralel cu armăturile longitudinale ale stâlpului pe o lungime care să asigure transferul eforturilor de la armătura bulbului de ancorare la cea a stâlpului. Bulbul de ancorare a fost turnat lăsându-se 4 mustăţi poziţionate astfel încât să fie în concordanţă cu poziţia ţevilor din stâlp (Figura 5.7). Mustăţile au fost ancorate la baza bulbului cu ajutorul unei plăci metalice perforate, prin sudură. La două dintre cele patru specimene prefabricate (ERG 2 și ERG 6) armăturile longitudinale Ø16 ale stâlpilor au fost ancorate la extremitatea inferioară a acestora prin sudură, tot cu ajutorul unei plăci metalice (Figura 5.7). După întărirea betonului, stâlpul a fost aşezat pe bulb astfel încât mustăţile să fie introduse în ţevile de oţel. Folosindu-se elemente de fixare provizorie, între bulb şi stâlp a fost lăsat un spaţiu de 5cm. Ulterior, acest spaţiu împreună cu cele 4 ţevi de oţel au fost umplute cu mortar. S-a realizat astfel o îmbinare prin suprapunere a armăturilor longitudinale, așezate paralel, la distanță una față de cealaltă, fără contact direct între armături.

Pentru a determina deformațiile în armături au fost instalate mărci tensometrice atât pe barele longitudinale cât și pe etrieri, poziţia acestora fiind dată în Figura 5.8. Din considerente constructive, pe armăturile Ø25 care pleacă din bulbul de ancorare al specimenelor prefabricate nu au putut fi instalate mărci tensometrice.

13

Detalii de îmbinare Figura 5.6

Bulbul de ancorare şi stâlpul înainte de turnarea betonului Figura 5.7

Armatura

din stâlp

Armătura

din bulb

Țeavă

de oțel

Injecție cu

mortar

14

Poziţionarea mărcilor tensometrice în elementele monolite (stânga) şi prefabricate Figura 5.8

(dreapta)

5.4. Analiza datelor experimentale

Toate specimenele au avut un răspuns controlat de încovoiere. Nu au fost observate cedări din forţă tăietoare.

Specimenul ERG1 (monolit; 1000kN) 5.4.1.

Fisurarea specimenului ERG1 a fost observată la primul ciclu de încărcare de 0,25% drift. La 0,5% drift au apărut fisuri normale la axa elementului, distanţate la 15-20cm, pe toată înălţimea stâlpului. Înălţimea zonei comprimate în secţiunea de la baza stâlpului era de aproximativ 20cm. După două cicluri de încărcare la 2% drift elementul nu prezenta degradări, toate fisurile s-au închis, iar stratul de acoperire cu beton nu a fost expulzat (Figura 5.9a). La acest pas de încărcare nu se constată deteriorarea betonului comprimat.

În timpul ciclului de încărcare la 4% drift, în lungul armăturilor longitudinale întinse s-au putut observa fisuri verticale de despicare care indică pierderea aderenței între armătura longitudinală și beton, pe înălţimea zonei plastice. De asemenea s-au observat fisuri verticale în zona comprimată la faţa etrierierilor perimetrali. Apariţia acestor fisuri a generat desprinderea locală a stratului de acoperire cu beton la al doilea ciclu de încărcare la 4% drift şi s-a extins în ciclurile următoare. Totuşi, armătura longitudinală nu a fost expusă, iar flambajul acesteia nu s-a produs. Gradul de degradare al specimenului ERG1 la sfârşitul testului, după două cicluri de încărcare la 5% drift, este reprezentat în Figura 5.9b. Deschiderea fisurilor în zona de încastrare de la baza stâlpului depăşea 0,4mm, scăzând progresiv către vârf. Se poate afirma că starea de degradare este minoră.

150600150

2500

2000

500

1630

030

030

030

0

1630

030

030

030

0C1

C2

C3

C4

C5

C6

C7

C8

C9

C10

C21

C22

C24

C25

C23

500

150 600 150

166

150

300

300

300

150

300

300

300

166C1/C6

C2/C7

C3/C8

C4/C9

C5/C10

C15/C16

C14/C17

C13/C18

C12/C19

C11/C20

C26

C27

C28

C29

C30

15

Starea de degradare a specimenului ERG1 la 2% (a) şi 5% (b) drift Figura 5.9

Limitarea cursei cilindrilor orizontali ai instalaţiei de încercare nu a permis atingerea ruperii elementelor. Cu toate acestea, rezulatele încercărilor sunt concludente, valoarea driftului unghiular de 5% fiind de două ori mai mare decât cea admisă de codul de proiectare P100-1/2013.

Răspunsul histeretic forţă laterală – deplasare laterală înregistrat a pus în evidenţă o comportare stabilă. Nu s-a observat o cădere de rezistenţă semnificativă.

În Figura 5.10 sunt prezentate, cu linie punctată, curbele histeretice obținute în timpul testului. Deşi se poate observa o cădere de forță mai evidentă începând cu ciclurile de 2-3% drift, aceasta se datorează efectelor de ordinul doi. Momentul datorat excentricității forței axiale la deplasări laterale mari conduce la o reducere substanțială a forței laterale măsurate. De exemplu, în cazul unei forțe axiale de 1000kN și a unei excentricități de 6cm (3% drift unghiular), reducerea forței laterale măsurate este de 30kN. Această valoare reprezintă aproximativ 25% din forța înregistrată în timpul testului. Pentru a obține valoarea reală a momentului la care a fost supus elementul la bază, momentul produs de forța orizontală măsurată trebuie adunat cu cel produs de forța axială pe poziția deformată a elementului. Se poate calcula o forță orizontală echivalentă care ar putea genera acest moment total, în lipsa unei forțe axiale aplicate excentric, ca raportul dintre valoarea acestui moment și înălțimea stâlpului. Capacitatea secțiunii poate fi descrisă prin intermediul curbelor forță orizontală echivalentă – deplasare laterală. Curbele histeretice corectate în acest fel sunt reprezentate în Figura 5.10 cu linie continuă.

În Figura 5.11 se prezintă variația măsurată a deformației specifice în funcţie de drift într-o armătură longitudinală de colţ, în secțiunea de deasupra bulbului de ancorare, iar în Figura 5.12 este reprezentată variaţia pe verticală a deformaţiilor specifice la diferite deplasări țintă.

(a) (b)

16

Răspunsul histeretic înregistrat – ERG1 Figura 5.10

Variaţia deformaţiilor specifice cu driftul în armătura longitudinală de colț – Figura 5.11

ERG1

Distribuția pe verticală a deformațiilor specifice (10-6ε) în armătura longitudinală Figura 5.12

la diferite deplasări țintă

-200

-100

0

100

200

-5.0 -2.5 0.0 2.5 5.0

F (kN

)

d (%)

-5000

5000

15000

25000

-4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0

Rei

nfor

cem

ent s

trai

n (με)

Lateral drift (%)

1,0%

1,5%

2,0%

3,0%Iniţierea curgerii

-5000 5000 15000

030

060

090

012

00

Recorded strain (με)

Hei

ght (

m)

-5.0

-4.0

-3.0

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

3.0

4.0

5.0

ERG1 Ø20mm rebar

Drift (%) φ20mm rebar

17

Curbele histeretice înregistrate prezintă un efect de ciupitură (pinching effect) care se accentuează şi devine important la ciclurile de deformații mari. O analiză a variaţiei deformaţiilor specifice în armăturile longitudinale explică acest efect. Pe parcursul primelor cicluri de încărcare distribuţia deformaţiilor specifice pe înălţime este liniară, indicând un răspuns elastic (Figura 5.12). În timpul primului ciclu de încărcare la 2% drift se înregistrează curgerea puternică a armăturii longitudinale întinse, aşa cum se poate vedea în Figura 5.11 şi Figura 5.12. După descărcare, la forţă laterală zero, în armătura longitudinală încă se înregistrează deformaţii specifice peste limita de curgere a oţelului. Încărcarea în direcţia opusă reduce iniţial aceste deformaţii până la zero. În tot acest timp elementul prezintă o rigiditate scăzută datorită faptului că armăturile comprimate sunt singurele care preiau eforturile de compresiune. Când fisurile se închid, transferul compresiunii este asigurat și de beton, elementul îşi recapătă rigiditatea, urmând o creştere constantă a forţei laterale până la o nouă intrare în curgere a elementului. Această comportare a specimenului explică reducerea capacităţii de disipare de energie în ciclurile cu deplasări laterale mari.

Forţele din zona comprimată a stâlpului sunt preluate în mare măsură de armăturile longitudinale, lucru care previne degradarea elementului.

Distribuția deformațiilor specifice în armătura întinsă indică o lungime a zonei plastice de aproximativ 320mm (0,8hc).

Specimenul ERG4 (monolit, 2000kN) 5.4.2.

Specimenul ERG4, identic cu specimenul ERG1, a fost încercat cu o forţă axială dublă. Fisuri uniform distribuite la aproximativ 20cm unele de altele au apărut la primul ciclu de încărcare la 0,5% drift. Înălţimea zonei comprimate a scăzut de la aproximativ 2/3 din înălţimea efectivă a secţiunii la 0,5% drift la 1/3 din aceasta la 1,0% drift. La 1,5% drift s-au dezvoltat fisuri semnificative în lungul armăturilor longitudinale datorate pierderii aderenţei acestora. La următorul ciclu de 2% drift au apărut fisuri verticale în zona comprimată a elementului. După două cicluri de încărcare la ±2% drift, nu s-au observat degradări semnificative ale elementului (Figura 5.13a). În timpul încărcării spre deplasarea ţintă de 3% drift au apărut degradări ale stratului de acoperire urmate de expulzarea acestuia. Stadiul final de degradare al specimenului (Figura 5.13b) indică cu claritate dezvoltarea articulaţiei plastice. S-a produs o degradare severă a betonului comprimat, stratul de acoperire cu beton a fost expulzat. Armăturile longitudinale au fost descoperite, dar nu s-a observat flambajul acestora.

Răspunsul histeretic înregistrat arată în mare o comportare stabilă, cu o uşoară scădere de rezistenţă (Figura 5.14). Efectul de ciupitură este prezent, la fel ca în cazul specimenului ERG1, dar energia histeretică pierdută este semnificativ mai mică, pentru că prezenţa unei forţe de compresiune superioare permite închiderea mai rapidă a fisurilor la încărcarea în sens invers.

Variaţia pe verticală a deformaţiilor specifice într-o armătură longitudinală la diferite deplasări țintă este arătată în Figura 5.15.

Se poate aprecia astfel ca, pe ansamblu, comportarea generală a specimenului ERG4 a fost similară cu cea a specimenului ERG1, dar nivelul de degradare a fost mai ridicat.

18

Starea de degradare a specimenului ERG4 la 2% (a) şi 5% (b) drift Figura 5.13

Răspunsul histeretic înregistrat – ERG4 Figura 5.14

-220

-120

-20

80

180

-5.0 -2.5 0.0 2.5 5.0

F (kN

)

d (%)

(a) (b)

19

Distribuția pe verticală a deformațiilor specifice (10-6ε) în armătura longitudinală Figura 5.15

la diferite deplasări țintă

Specimenele ERG2 şi ERG6 (prefabricate, 1000kN) 5.4.3.

În cazul specimenului prefabricat ERG2 a apărut o singură fisură la bază în ciclul de încărcare la 0,25% drift. La ciclurile următoare, la ±0,5% drift, au mai apărut câteva fisuri perpendiculare la axa elementului la o distanţă de aproximativ 15-20cm una faţă de cealaltă. Două fisuri la o distanţă de 50mm situate la baza stâlpului pun în evidenţă grosimea patului de mortar din rost. După două cicluri de încărcare la ±2% drift stâlpul prezintă numai fisuri normale de încovoierie cu deschidere neglijabilă, iar lungimea fisurilor depăşea 2/3 din înălţimea utilă a secţiunii stâlpului. Fisurile care mărginesc patul de mortar din rost au o deschidere semnificativă. Acest mod de fisurare se datorează surplusului de armătură longitudinală pe zona de înnădire, imediat deasupra patului de mortar. Starea generală de deformare se poate caracteriza astfel: rotirea plastică se concentrează în fisura puternic deschisă imediat deasupra mortarului de poză iar stâlpul prezintă practic o rotire de corp rigid. Elementul nu prezintă fisuri semnificative datorate pierderii aderenţei armăturilor longitudinale şi nici zdrobiri ale betonului sau mortarului din zona comprimată. La această deplasare ţintă starea de degradare a elementului este minoră (Figura 5.16a). Trecerea la următorul prag de încărcare laterală aduce fisuri minore datorate pierderii aderenţei în lungul armăturilor longitudinale de diametru Ø16 din colţurile secţiunii. Ancorarea acestor armături prin sudare pe placa metalică ar fi putut favoriza un transfer rapid al eforturilor catre barele Ø16 mai ales că cea mai mare parte a rotirii s-a concentrat în rostul dintre elemente. Acest efect nu a fost însă observat prin măsurători. Pe zona de suprapunere, valorile eforturilor unitare în armătura din stâlp sunt relativ mici, cu valori înregistrate sub jumătatea valorii deformaţiei specifice la curgere a oţelului chiar și la deplasări laterale mari. La fiecare ţintă de deplasare s-a observat o distribuţie practic constantă a deformaţiilor pe înălţimea stâlpului, cu valori care cresc uşor cu creşterea deplasării (Figura 5.17). Astfel, armătura nu intră în curgere. Mai mult, deformația specifică în armătură este practic limitată la o valoare de aproximativ 0,85‰ la cicluri de încărcare peste 2% drift. De exemplu, deformaţia specifică a unei bare longitudinale Ø16 situate la colţul secţiunii specimenului ERG2 a atins valoarea de 1200µε la al doilea ciclu de încărcare spre deplasarea ţintă de 5%. Aceste date arată că lungimea zonei plastice a stâlpului este mică. Armătura verticală Ø25 din

-5000 5000 15000

030

060

090

012

00

Recorded strain (με)

Hei

ght (

m)

-5.0

-4.0

-3.0

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

3.0

4.0

5.0

ERG4 Ø20mm

Drift (%)

20

bulb curge semnificativ în zona secțiunii de la baza stâlpului, la interfața dintre stâlp și stratul de mortar. Efortul din aceste armături se transferă gradual armăturilor Ø16 ale stâlpului prin suprapunere. De asemenea, se observă şi o cedare locală minoră a stratului de mortar de la baza stâlpului. Stâlpul prezintă aceeaşi comportare de corp rigid, cea mai mare parte din deformaţia laterală fiind dată de rotirea la baza stâlpului. Nu au fost observate fisuri înclinate. Starea de degradare a specimenului la 5% drift este prezentată în Figura 5.16b.

O comportare similară a fost observată şi în cazul specimenului ERG6.

Starea de degradare a specimenului ERG2 la 2% (a) şi 5% (b) drift Figura 5.16

Deformații specifice (10-6ε) în armături la diferite deplasări țintă Figura 5.17

(a) (b)

-5000 5000 15000

030

060

090

012

00

Recorded strain (με)

Hei

ght (

m)

-5.0

-4.0

-3.0

-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

3.0

4.0

5.0

ERG2 Ø16mm

Drift (%)

21

În comparaţie cu specimenul monolit de referinţă, ERG 1, specimenele ERG2 şi ERG6 au arătat o rezistenţă laterală uşor mai mică, fără o scădere importantă pe parcursul ciclurilor de încărcare. Efectul de ciupitură este mai pronunţat. Comportarea histeretică a acestor specimene este prezentată în Figura 5.18 a şi b.

a) Specimenul ERG2 b) Specimenul ERG6

Răspunsul histeretic înregistrat – ERG2 şi ERG6 Figura 5.18

Specimenele ERG3 şi ERG5 (prefabricate, 2000kN) 5.4.4.

Specimenul ERG3 a fisurat pe parcursul primului ciclu de încărcare spre 0,5% drift. O reţea sistematică de fisuri au apărut pe parcursul ciclurilor de încărcare la deplasarea ţintă de 1% drift. Distanţa între fisurile orizontale a fost de aproximativ 20cm. De asemenea, sunt prezente cele două fisuri care mărginesc patul de mortar din rost. La deplasarea ţintă de 2% drift s-au observat doar zdrobiri minore ale stratului de mortar. Au apărut fisuri verticale în zona comprimată de la baza stâlpului, atât în mortar cât şi în beton. Stâlpul nu prezintă degradări semnificative. După 3% drift se constată o zdrobire moderată a betonului şi mortarului, putându-se vedea armăturile longitudinale. Creșterea deplasării laterale către 5% drift unghiular produce o accentuare a stării de avariere. Se constată degradarea severă a zonei comprimate de beton cu expulzarea stratului de acoperire. Totuşi, se poate aprecia că starea de avariere este moderată, chiar și în cazul acestui stâlp. Flambajul armăturii comprimate nu s-a produs până la acest pas de încărcare. Nu s-au observat fisuri datorate pierderii aderenţei armăturilor longitudinale. Lipsa acestor fisuri arată că eforturile în armăturile longitudinale de diametru Ø16 ale stâlpului sunt moderate, ca şi în cazul specimenelor ERG2 şi ERG6. Valorile mici ale eforturilor sunt confirmate şi de distribuţia deformaţiilor specifice în lungul armăturilor (Figura 5.20). Starea de degradare a specimenului ERG3 este prezentată în Figura 5.19.

S-a observat o comportare asemănătoare şi în cazul specimenului ERG5.

În comparaţie cu specimenul de referinţă ERG4, specimenele prefabricate ERG3 şi ERG5 au arătat o oarecare scădere de rezistenţă pe parcursul ciclurilor de încărcare (Figura 5.21). Acest lucru a fost cauzat de zdrobirea betonului şi mortarului de la baza stâlpilor. Efectul de ciupitură este mai puţin pronunţat decât în cazul specimenelor

-200

-100

0

100

200

-5.0 -2.5 0.0 2.5 5.0

F (kN

)

d (%)

-200

-100

0

100

200

-5.0 -2.5 0.0 2.5 5.0

F (kN

)

d (%)

22

prefabricate ERG2 şi ERG6, dar mai pronunţat decât în cazul specimenului de referinţă, ERG4.

Starea de degradare a specimenului ERG3 la 2% (a) şi 5% (b) drift Figura 5.19

Deformații specifice (10-6ε) în armături la diferite deplasări țintă Figura 5.20

(a) (b)

-5000 5000 15000

030

060

090

012

00

Recorded strain (με)

Hei

ght (

m)

-5.0

0-4

.00

-3.0

0-2

.00

-1.5

0-1

.00

-0.5

00.

000.

501.

001.

502.

003.

004.

005.

00

ERG3 Ø16mm

Drift (%)

23

a) Specimenul ERG3 b) Specimenul ERG5

Răspunsul histeretic înregistrat – ERG3 şi ERG5 Figura 5.21

5.5. Energia disipată

În cazul specimenelor ERG1, ERG2 şi ERG6 energia histeretică calculată ca arie a suprafeţei cuprinse în interiorul curbelor histeretice este în esenţă aceeaşi, pentru fiecare pereche de cicluri de deplasare (0,5%, 1%, 1,5%, 2%, 3%, 4% şi 5%) (Figura 5.22). Specimenele prefabricate au disipat cu aproximativ 10% mai multă energie decât cele de referinţă la primele cicluri de deplasare, până la 2% drift, şi cu 8% mai puţină energie în ciclurile care au urmat. În total, la sfârşitul testelor specimenul monolit ERG1 a disipat cu 8% mai multă energie decât specimenul ERG2 şi cu 4% mai mult decât specimenul ERG6 (Figura 5.23).

Energia disipată pentru fiecare pereche de deplasări laterale ţintă Figura 5.22

Energia totală disipată la fiecare deplasare laterală ţintă Figura 5.23

-200

-100

0

100

200

-5.0 -2.5 0.0 2.5 5.0

F (kN

)

d (%)

-200

-100

0

100

200

-5.0 -2.5 0.0 2.5 5.0

F (kN

)

d (%)

0

25

50

0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0 5.0

Ene

rgy

(kN

m)

Drift (%)

N=1000kN (CIP1, PC1, PC2)

CIP1

PC1

PC2

0

25

50

0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0 5.0

Ene

rgy

(kN

m)

Drift (%)

N=2000kN (CIP2, PC3, PC4)

CIP2PC3PC4

N=1000kN (ERG1, ERG2, ERG6) N=2000kN (ERG4, ERG3, ERG5)

ERG1 ERG2 ERG6

ERG4 ERG3 ERG5

0

50

100

150

0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0 5.0

Ene

rgy

(kN

m)

Drift (%)

N=1000kN (CIP1, PC1, PC2)

CIP1PC1PC2

0

50

100

150

0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0 5.0

Ene

rgy

(kN

m)

Drift (%)

N=2000kN (CIP2, PC3, PC4)

CIP2

PC3

PC4

N=1000kN (ERG1, ERG2, ERG6) N=2000kN (ERG4, ERG3, ERG5)

ERG1 ERG2 ERG6

ERG4 ERG3 ERG5

24

O comportare similară s-a observat şi în cazul specimenelor testate la o forţă axială de 2000kN. La sfârşitul testelor specimenul monolit ERG4 a disipat cu 7% mai multă energie decât specimenul ERG3 şi cu 4% mai multă energie decât specimenul ERG5.

5.6. Concluziile studiului experimental

Pentru a analiza comportarea unui model de prindere a stâlpilor prefabricaţi în fundaţii s-a desfăşurat un program de încercări experimentale. În cazul fiecărui element prefabricat din cei patru testaţi, legătura între stâlp şi bulbul de ancorare s-a realizat folosind un sistem de îmbinare cu teci metalice de tipul celor folosite la elementele din beton precomprimat, umplute cu mortar. S-au încercat, de asemenea, două specimene de referinţă turnate monolit la care armătura longitudinală a fost dispusă continuu din secţiunea de la capătul superior al stâlpului până în secţiunea de la baza bulbului de ancorare pentru a se putea compara rezultatele obţinute în teste.

Toate specimenele au fost detaliate pentru ductilitate ridicată, prevăzându-se o cantitate limitată de armătură longitudinală şi o cantitate considerabilă de armătură transversală în zona critică de la baza stâlpilor. S-au ales două valori pentru forţele axiale aplicate specimenelor, de 1000kN şi 2000kN, corespunzătoare unor eforturi medii de compresiune de 0,32fcd, respectiv 0,16fcd. Pentru fiecare nivel al forţei axiale au fost testate 2 specimene prefabricate şi unul de referinţă, monolit.

Specimenele au fost supuse la încărcări laterale ciclice alternante, aplicate static. Controlul s-a făcut în deplasări. Deplasarea orizontală maximă admisă a cadrului de reacţiune folosit a corespuns unui drift unghiular de 5%. În aceste condiţii de testare, ruperea stâlpilor nu s-a putut atinge pentru niciunul din cele 6 elemente.

S-a urmărit în principal evaluarea capacităţii de deplasare şi de disipare de energie a celor 4 stâlpi prefabricaţi.

În cazul specimenului de referinţă testat sub o forţă axială de compresiune de 1000kN s-au observat degradări minore ale betonului la deplasarea ţintă maximă de 5%. S-a produs o fisurare distribuită. Au apărut fisuri normale și înclinate cu deschideri ce se reduc treptat de la zona de încastrare către capătul liber al stâlpului. La baza stâlpului se puteau observa fisuri din încovoiere cu deschideri ce depăşeau 0,4mm. Au fost observate fisuri de despicare în lungul armăturilor longitudinale indicând incursiuni importante în domeniul plastic al acestora. Totuşi armăturile nu au fost descoperite, iar flambajul barelor longitudinale nu s-a produs. Zona plastică s-a extins pe o lungime de aproximativ 80% din înălțimea secțiunii, conform deformaţiilor specifice înregistrate în armătura întinsă. Starea de degradare se poate aprecia ca fiind minoră.

Al doilea specimen de referinţă, identic cu primul, a fost testat sub o forţă axială de compresiune dublă. La deplasarea ţintă maximă de 5% se puteau observa fisuri de despicare accentuate în lungul armăturilor longitudinale întinse. S-a produs o degradare severă a betonului comprimat urmată de expulzarea stratului de acoperire cu beton. Armăturile longitudinale au fost descoperite, dar nu s-a constatat flambajul armăturii comprimate, ceea ce păstrază elementele în domeniul degradărilor moderate. Zona plastică a fost ceva mai extinsă decât în cazul primului specimen de referință având o lungime aproximativ egală cu înălţimea secţiunii stâlpului. Starea de degradare poate fi considerată acceptabilă având în vedere deformațiile mari impuse în timpul încercării.

În cazul specimenelor prefabricate se remarcă formarea a două fisuri normale, puternic deschise, care mărginesc stratul de mortar dispus între stâlpul prefabricat şi bulbul de ancorare. Celelalte fisuri au deschideri nesemnificative. În felul acesta,

25

elementele au o deformată de corp rigid cu rotirea plastică localizată în rostul de deasupra bulbului. Acest mod de fisurare al stâlpilor prefabricați se datorează sporului important de armătură longitudinală pe zona de înnădire prin suprapunere. Pe zona de suprapunere, valorile eforturilor unitare în armătura din stâlp (Ø16) sunt relativ mici, sub jumătatea valorii deformaţiei specifice la curgere a oţelului, chiar și la deplasări laterale mari. Armătura stâlpului nu intră în curgere. Analiza deformaţiilor specifice din armăturile Ø16 întăreşte ipoteza că deformaţiile plastice au fost concentrate pe o lungime limitată a barelor din bulbi de diametru Ø25. Concentrarea deformaţiilor plastice pe o zonă mai mică pare să nu afecteze comportarea generală a stâlpilor.

Specimenele ERG2 și ERG6, testate sub o forţă axială de compresiune de 1000kN, au prezentat degradări minore la 5% drift. S-au observat degradări minore ale patului de mortar de poză. Nu s-au observat degradări ale betonului din stâlp. În lungul armăturilor longitudinale s-au putut observa fisuri minore, localizate.

Așa cum era de așteptat, sub o forţă axială de compresiune de 2000kN, starea de degradare a specimenelor ERG3 şi ERG5 este mai severă. După 3% drift s-au observat fisuri verticale în zona comprimată de la baza stâlpilor atât în mortar cât și în beton. Creșterea deplasării la 5% drift a produs zdrobirea betonului și mortarului în zona comprimată cu expulzarea stratului de acoperire, putându-se vedea armăturile longitudinale. Nu s-a înregistrat flambajul acestora.

La o deplasare laterală de 2% drift starea de degradare a tuturor specimenelor a fost nesemnificativă. Această valoare reprezintă limita maximă impusă de majoritatea codurilor de proiectare la ULS. Nu s-a produs expulzarea stratului de acoperire cu beton, s-au putut observa fisuri de despicare într-un stadiu incipient, iar patul de mortar de poză în cazul specimenelor prefabricate nu era deteriorat.

Deși modul de fisurare și deformata specimenelor monolite diferă radical de cele ale specimenelor prefabricate, nu se constată modificări esențiale ale parametrilor ce caracterizează răspunsul elementului la forțe laterale. Comportarea histeretică a stâlpilor prefabricați este similară cu cea a stâlpilor monoliți.

Pentru fiecare nivel de forţă axială aplicată, diagramele înfăşurătoare ale curbelor histeretice înregistrate sunt aproximativ la fel (Figura 5.24). Deoarece diagramele înfăşurătoare ale curbelor histeretice conţin şi efectul de ordinul II, căderea de rezistenţă trebuie raportată la liniile oblice reprezentate pe grafice.

Diagramele înfăşurătoare ale curbelor histeretice înregistrate Figura 5.24

-200

-100

0

100

200

-6.0 -4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0 6.0

Lat

eral

load

(kN

)

Drift (%)

CIP1PC1PC2

-200

-100

0

100

200

-6.0 -4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0 6.0

Lat

eral

load

(kN

)

Drift (%)

CIP2PC3PC4

ERG1 ERG2 ERG6

ERG4 ERG3 ERG5

26

Din analiza diagramelor înfăşurătoare ale curbelor histeretice se observă că stâlpii ERG1, ERG2 și ERG6 nu au prezentat degradări de rezistență până la 4% drift. În cazul stâlpilor ERG3, ERG4 şi ERG5 se obsevă degradări minore de rezistență, de până la 10%, la 4% drift. Aceasta se datorează în principal degradării betonului comprimat la deplasări mari cauzată de dublarea efortului axial.

Se constată prezenţa unui efect de ciupitură al curbelor histeretice, în special la ciclurile de deformații mari. Acestea se datorează în principal deformațiilor necompensate ale armăturii comprimate după curgerea amplă la întindere într-un ciclu de încărcare anterior. Acest fenomen conduce la o reducere severă a rigidității elementului, precum și la o diminuare a energiei disipate. Efectul de ciupitură poate fi observat în cazul tuturor specimenelor, dar acesta este mai prezent în cazul elementelor încărcate cu o forţă axială mai mică, ERG1, ERG2 şi ERG6.

Toate specimenele au arătat o ductilitate mare. Pentru fiecare nivel al forţei axiale, energia disipată calculată pentru specimenele prefabricate a fost apropiată de cea calculată pentru specimenele de referinţă. Astfel, la sfârşitul ciclurilor de încărcare, specimenele de referinţă au disipat cu 4-8% mai multă energie decât specimenele prefabricate.

Îmagini ale specimenelor la deplasările ţintă 3% şi 5% drift pot fi văzute în Figura 5.25 respectiv Figura 5.26.

Programul de încercări experimentale a arătat că îmbinările cu teci umplute cu mortar pot fi folosite la îmbinarea elementelor prefabricate în zone seismice deoarece au arătat o ductilitate de rotire considerabilă şi un răspuns histeretic stabil, comparabile cu cele ale stâlpilor monoliți.

În concluzie, se poate afirma că sistemul de conectare testat este eficient.

27

ERG1 ERG2 ERG3 ERG4 ERG5 ERG6

Gradul de degradare la 3% drift Figura 5.25

28

ERG 1 ERG2 ERG3 ERG4 ERG5 ERG6

Gradul de degradare la 5% driftFigura 5.26

29

6. CONCLUZII

6.1. Contextul științific și concluzii

Dezvoltarea sistemelor de îmbinare dintre elementele prefabricate nu se poate realiza fără cercetări experimentale care să confirme răspunsul acestora sub încărcări. Mecanismele complexe de transfer al eforturilor nu pot fi simulate suficient de corect prin metodele analitice clasice folosite la structurile monolite. Modelările specifice zonelor de discontinuitate, cum ar fi, de exemplu, metoda strut-and-tie, sunt mai potrivite la proiectarea îmbinărilor. Totuși, aceste modelări trebuie calibrate prin cercetări experimentale pe sisteme sau subsisteme structurale care să confirme răspunsul histeretic stabil al acestora la acțiuni ciclice alternante, cum este și acțiunea seismică.

Codurile de proiectare sunt dezvoltate în special pe cercetări experimentale efectuate pe elemente turnate monolit, iar prevederile specifice structurilor prefabricate sunt sumare, sau chiar lipsesc. De aceea, în unele țări situate în zone seismice structurile prefabricate au fost și uneori încă mai sunt privite cu neîncredere.

Lipsa încercărilor experimentale pe elemente prefabricate, precum și lipsa prevederilor din codurile de proiectare au făcut ca structurile prefabricate să fie concepute astfel încât să aibă o comportare cât mai apropiată de cele monolite pentru ca inginerul proiectant să poată aplica cu succes prevederile specifice structurilor monolite. Coduri de proiectare importante au adoptat această strategie.

Cercetările experimentale din ultimii ani au adus informații noi despre comportarea îmbinărilor între elementele prefabricate. În plus, experiența cutremurelor trecute a arătat că structurile prefabricate s-au comportat excelent dacă îmbinările acestora au fost proiectate corect, chiar dacă nu au fost concepute să emuleze comportarea celor monolite.

Pentru dezvoltarea Eurocodului 8, în Europa au fost finanțate ample proiecte de cercetare experimentală pe structuri prefabricate construite la scară naturală, și nu numai. Cercetările au evidenţiat concluzia că structurile prefabricate pot avea o comportare asemănătoare structurilor monolite din punct de vedere al rezistenței, ductilității și disipării de energie, putând fi folosite cu succes în zone seismice.

Obiectivul principal al tezei de doctorat este studiul răspunsului histeretic al unei îmbinări care poate fi utilizată la continuizarea stâlpilor structurilor prefabricate multietajate, sau la îmbinările stâlp-fundație. Soluţia poate fi atrăgătoare datorită condiţiilor relativ simple de realizare. Continuitatea armăturilor se realizează prin suprapunere, cu ajutorul unor teci metalice umplute cu mortar.

Au fost încercați 4 stâlpi prefabricați și 2 stâlpi de referință turnați monolit pentru a putea stabili măsura în care comportarea celor două categorii de stâlpi se apropie.

În urma analizei rezultatelor obținute din teste se pot formula următoarele concluzii:

• Cursa maximă a cilidrilor orizontali ai instalației de încercare aferentă unui drift unghiular de 5% nu a permis atingerea ruperii elementelor. Cu toate acestea, rezultatele încercărilor sunt concludente, valoarea maximă a driftului unghiular fiind de două ori mai mare decât cea admisă de codul de proiectare P100-1/2013;

• Toate specimenele au avut un răspuns controlat de încovoiere, nu au fost observate cedări din forță tăietoare;

30

• Toți cei patru stâlpi prefabricați analizați au avut un răspuns histeretic stabil până la 5% drift unghiular, fără degradări importante de rezistență. Comportamentul histeretic al acestora este similar cu cel al stâlpilor monoliți;

• Starea de degradare a tuturor specimenelor la finalul testelor poate fi considerată acceptabilă având în vedere deformațiile mari impuse. La o deplasare laterală de 2% drift, limită impusă de majoritatea codurilor de proiectare, starea de degradare a tuturor specimenelor era minoră;

• În cazul tuturor specimenelor s-a constatat un efect de ciupitură al curbelor histeretice, în special la ciclurile de deformații mari. Acestea se datorează în principal deformațiilor necompensate ale armăturii comprimate după curgerea severă la întindere într-un ciclu de încărcare anterior. Acest fenomen conduce la o reducere severă a rigidității elementului, precum și la o diminuare a energiei disipate. La specimenele încărcate axial cu forțe mai mari efectul de ciupitură a fost mai redus;

• La specimenele prefabricate rotirea plastică a fost concentrată în zona rostului, în fisurile care mărginesc stratul de mortar de poză. Stâlpul a prezentat practic o rotire de corp rigid. Deformațiile plastice în armăturile longitudinale au fost concentrate pe o lungime limitată a barelor Ø25 ale bulbului de ancorare. Deformațiile în armăturile Ø16 ale stâlpilor au fost relativ mici, sub jumătatea valorii deformației specifice la curgere a oțelului. Acest mod de comportare se datorează sporului important de armătură longitudinală pe zona de înnădire prin suprapunere;

• Toate specimenele au arătat o ductilitate mare. Pentru fiecare nivel al forţei axiale, energia disipată calculată pentru specimenele prefabricate a fost apropiată de cea calculată pentru specimenele de referinţă. Astfel, la sfârşitul ciclurilor de încărcare, specimenele de referinţă au disipat cu 4-8% mai multă energie decât specimenele prefabricate.

Concluzia generală este că îmbinările cu teci umplute cu mortar pot fi folosite cu succes la îmbinarea elementelor prefabricate în zone seismice deoarece au arătat o ductilitate de rotire considerabilă și un răspuns histeretic stabil. Deși modul de fisurare și deformata specimenelor prefabricate diferă radical față de cele ale specimenelor monolite, nu s-au constatat modificări esențiale ale parametrilor ce caracterizează răspunsul elementelor la forțe laterale. În cazul în care se folosește acest sistem de îmbinare metodele de calcul și detaliere disponibile pentru structurile monolite rămân valabile.

6.2. Contribuții ale lucrării

Conţinutul lucrării corespunde tendinţei manifestate pe plan internaţional de a construi rapid, ieftin și eficient structuri durabile care să ofere siguranță în exploatare și în cazul unui cutremur. Structurile prefabricate se pot încadra în această categorie. Elementele prefabricate de beton armat au o durabilitate superioară celor monolite deoarece execuția este realizată în condiții controlate, de personal calificat. Pe de altă parte, prin folosirea unor betoane de calitate superioară crește calitatea și eficiența acestora. Răspunsul structurilor prefabricate la acţiunea cutremurelor depinde de comportarea zonelor sensibile, îmbinările. Inovarea sistemelor de îmbinare nu se poate realiza decât prin încercări experimentale.

31

Principalele contribuţii ale acestui studiu sunt:

• Prezentarea de noi informaţii asupra răspunsului stâlpilor prefabricați de beton armat la încărcări ciclice alternante la care s-a folosit un sistem de îmbinare cu teci umplute cu mortar.

• Confirmarea eficienţei sistemului de îmbinare la acţiunea cutremurului, chiar dacă este folosit în zonele critice ale elementelor.

• Prezentarea de noi informaţii asupra răspunsului stâlpilor de beton armat monolit la încărcări ciclice alternante.

• Prezentarea unei sinteze bibliografice despre concepţia de proiectare a structurilor prefabricate. Se prezintă soluţii pentru forma elementelor prefabricate și poziţia îmbinărilor la nivelul structurii, se identifică tipurile cele mai importante de îmbinări, clasificate după diferite criterii, se descrie modul de transfer al eforturilor în îmbinări, se formulează principiile de proiectare și rezultate experimentale pe structuri sau ansambluri prefabricate. Se face o trecere în revistă a modurilor în care se poate face transferul de eforturi între armături.

• Prezentarea unei sinteze bibliografice despre proprietățile betonului de înaltă rezistență și particularitățile de comportarea ale elementelor realizate din beton de înaltă rezistenţă.

6.3. Direcții viitoare de cercetare

Cercetarea efectuată în cadrul tezei poate fi continuată prin analiza altor aspecte semnificative pentru caracterizarea sistemului de îmbinare.

Pot fi identificate următoarele direcţii de continuare a cercetării:

• Efectuarea de încercări pe stâlpi de beton armat monoliți la care continuizarea armăturilor să se facă la baza stâlpilor prin suprapunere.

• Efectuarea de încercări pe stâlpi de beton armat prefabricat, cu același sistem de îmbinare, la care să se studieze influența configurației armăturilor transversale.

• Identificarea unor soluţii potrivite de consolidare a îmbinărilor stâlp-fundaţie cercetate și validarea lor prin încercări pertinente.

• Extinderea cercetărilor în direcția simulării comportării acestui sistem de îmbinare utilizând element finit.

• Adaptarea modelelor analitice pentru zonele plastice de la baza stâlpilor pentru tipul de îmbinare analizat.

Prin completările propuse în cadrul acestui paragraf s-ar putea aduce contribuții importante în ceea ce priveste proiectarea, evaluarea si consolidarea halelor prefabricate de beton armat utilizate pe larg atât în țara noastră, cât și pe plan internațional.

32

Bibliografie selectivă:

Azizinamini A., Kuska S., Brungardt P., Hatfield E. (1994) Seismic Behavior of

Square High-Strength Concrete Columns, ACI Structural Journal, Vol. 91, No. 3, p. 336 - 345

Belleri A., Riva P. (2012) Seismic Performance and Retrofit of Precast Concrete

Grouted Sleeve Connections, PCI Journal, Winter, Vol. 57, Issue 1, Chicago, IL, p. 97

Biondini F. , Toniolo G. (2004) Validation of Seismic Design Criteria for Concrete

Frames Based on Monte Carlo Simulation and Full Scale Pseudodynamic Tests, ECEE 13th World Conference, Vancouver

Bohigas A. C. (2002) Shear Design Or Reinforced High Strength Concrete Beams, Doctoral Thesis – UPC Barcelona

CEN (2004) Eurocode 2: Design of Concrete Structures- Part 1-1: General Rules and

Rules for Buildings, European Standard EN 1992-1-1, Brussels

CEN (2004) Eurocode 8: Design of Structures for Earthquake Resistance - Part 1:

General Rules, Seismic Actions and Rules for Buildings, European Standard EN 1998-1, Brussels

Choi H.K., Choi Y.C., Choi C.S. (2013) Development and Testing of Precast

Concrete Beam-to-Column Connections, Engineering Structures 56, p. 1820–1835

Duthinih D., Carino N.J. (1996) Shear Design of High Strength Concrete Beams: A

Review of the State-of-the-Art, Report No. NISTIR 5870, National Institute of Standards and Technology, Gaithersburg

EERI (2000) 1999 Kocaeli, Turkey, Earthquake Reconnaissance Report, Eartquake Spectra, Supplement A, Vol. 16

fib (The International Federation for Structural Concrete) (2003) Seismic Design of

Precast Building Structures, State-of-the-art Report, Fédération Internationale de Béton, Bulletin 27, Lausanne

fib (The International Federation for Structural Concrete) (2008) Structural

Connections for Precast Concrete, Guide to Good Practice, Fédération Internationale de Béton, Bulletin 43, Lausanne

Fintel M. (1977) Performance of Precast Concrete Structures During Rumanian

Earthquake of March 4, 1977, PCI Journal, Mar.-Apr., Vol. 22, No. 2, p. 10–15

Ghosh S.K., Cleland Ned M. (2012) Observations from the February 27, 2010,

Earthquake in Chile, PCI Journal, Winter, Vol. 57, Issue 1, Chicago, IL, p. 52

Ibrahim H., MacGregor J.G. (1997) Modification of the ACI Rectangular Stress Block

for High Strength Concrete, ACI Structural Journal, Vol. 94, No. 1

Liberatore L., Sorrentino L., Liberatore D., Decanini L. (2013) Failure of Industrial

Structures Induced by the Emilia (Italy) 2012 Earthquakes, Engineering Failure Analysis 34, p. 629–647, doi: 10.1016/j.engfailanal.2013.02.009

33

Nguyen D.P., Mutsuyoshi H., Ohno T. (2013) Experimental Study on RC Beams

Using Mechanical Splices with Different Quality and Staggering Length, http://hdl.handle.net/2115/54499

Ozbakkaloglu T., Saatcioglu M. (2004) Rectangular Stress Block for High-Strength

Concrete, ACI Structural Journal, p. 475-483

Park R. (1998), Design and Behaviour of RC Columns Incorporating High-Strength

Materials, Concrete International, p. 56-62

Park R. (2003) The Fib State-of-the-art Report on the Seismic Design of Precast

Concrete Building Structures, Deputy Chair of fib Commission 7: Seismic Design, Department of Civil Engineering University of Canterbury, Christchurch, New Zealand

Posada M., Wood S.L. (2002) Seismic Performance of Precast Industrial Buildings in

Turkey, 7th National Conference on Earthquake Engineering, 7NCEE, Boston, Paper 543, 21-25 July

Priestley M.J.N., MacRae G.A. (1996) Seismic Tests of Precast Beam-to-Column

Joint Subassemblages with Unbonded Tendons, PCI J 1996, 41(1), p. 64–81

Reetz R.J., Ramin M., Matamoros A. (2004) Performance of Mechanical Splices

within the Plastic Hinge Region of Beams Subject to Cyclic Loading, 13th World Conference on Earthquake Engineering Vancouver, B.C., Canada, August 1-6, Paper No. 1073

Restrepo J.I., Park R., Buchanan A.H (1995) Tests on Connections of Earthquake

Resisting Precast Reinforced Concrete Perimeter Frames of Buildings, PCI Journal, Vol. 40, No. 4, p. 44-61

Saatcioglu M. (2003) Design of High-Strength Concrete Columns for Strength and

Ductility, ACI SP-213: The Art and Science of Structural Concrete Design, p. 83-102

Shin S. W. (1986) Flexural Behavior Including Ductility of Ultra-High-Strength

Concrete Members, Ph.D. Dissertation – University of Illinois at Chicago

Toniolo G. (2012) European Research on Seismic Behaviour of Precast Structures, 2012 NZSEE Conference, Lausanne, Switerzland

Toniolo G., Colombo A. (2012) Precast Concrete Structures: The Lesson Learned

from the L’Aquila Earthquake, Structural Concrete 13, p.73-83

Xiao, Y., Esmaeily-Ghasemabadi, A., and Wu, H. (1999), High-Strength Concrete

Short Beams Subjected to Cyclic Shear, ACI Structural Journal , p.392-400.