buloane de ancoraj

7/15/2019 Buloane de ancoraj

http://slidepdf.com/reader/full/buloane-de-ancoraj-563280ec6bba5 1/64

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTIIBUCUREŞTI

FACULTATEA DE CONSTRUCTII CIVILE INDUSTRIALE SI AGRICOLE

TEZĂ DE DOCTORAT

CONTRIBUŢII LA

STUDIUL TEORETIC ŞI EXPERIMENTAL

AL COMPORTĂRII ŞI CALCULULUI

ŞURUBURILOR DE ANCORAJ

ALE ELEMENTELOR STRUCTURALE METALICE

DIN PUNCT DE VEDERE AL

PROIECTĂRII,

EXECUŢIEI ŞI MONTAJULUI,

AL EXPLOATĂRII

ŞI FIABILITĂŢII

(rezumat)

Doctorand: Ing. BOGDAN DRAGOŞ FĂLCUŢĂ

Coordonator ştiinţific: Prof. univ. dr. ing. EUGEN CHESARU

BUCUREŞTI - 2010



- 1 -

CONTRIBUŢII LA STUDIUL TEORETIC ŞI EXPERIMENTALAL COMPORTĂRII ŞI CALCULULUI ŞURUBURILOR DE ANCORAJ

ALE ELEMENTELOR STRUCTURALE METALICEDIN PUNCT DE VEDERE AL PROIECTĂRII, EXECUŢIEI ŞI

MONTAJULUI, AL EXPLOATĂRII ŞI FIABILITĂŢII- cuprins -

I - INTRODUCERE. (5 pag.)

I.1- Structurarea tezei de doctorat.I.2- Generalităţi.

I.2.1- Structura metalică.I.2.2- Sistemul de rezemare al unei structuri metalice.I.2.3- Şurubul obişnuit.

I.3- Conlucrarea dintre structura metalică şi fundaţie.I.4- Descrierea generală a şurubului de ancoraj.I.5- Obiectul tezei de doctorat.

II – PARTICULARITĂŢI DE ALCĂTUIRE ale prinderiielementelor structurale metalice în fundaţie. (26 pag.)

II.1- Moduri uzuale de prindere ale elemetelor metalice în fundaţie.II.2- Cazul particular al elementelor structurale metalice de secţiune circularătubulară de diametru mare.II.3- Prinderea articulată în fundaţie prin dispunerea a două şuruburi de ancoraj

în axul prinderii. Deficienţele acesteia.II.4- Aparatul de reazem fix cu articulaţie, de prindere al elementelor metalice înfundaţie.

II.4.1- Clasificarea aparatelor de reazem.II.4.2- Reazeme fixe utilizate la realizarea prinderii articulate a stâlpilormetalici în fundaţie.

II.5- Prinderea încastrată în fundaţie a stâlpilor metalici.II.6- Măsuri constructive pentru îmbunătăţirea comportării.Argumente tehnice

II.6.1- Enumerarea măsurilor constructive.II.6.2- Prevederi suplimentare pentru prinderea elementelor structuralemetalice de secţiune circulară mare (coloane tehnologice, prize de aer, coşuride fum etc.).II.6.3- Metode de îmbunătăţire a comportării la solicitări statice a prinderiielementelor structurale metalice în fundaţie.

II.7- Particularităţi de execuţie şi montaj.II.7.1- Particularităţi de execuţie a fundaţiilor aferente structurilor metalice.II.7.2- Montajul structurilor metalice.

II.8- Consideraţii privind exploatarea şi fiabilitatea prinderii.



- 2 -

III – ANALIZA STĂRII DE EFORTURI în şuruburile deancoraj. (76 pag.)

III.1- Alcătuirea şuruburilor de ancoraj.III.2- Transmiterea solicitării de la nivelul şurubului de ancoraj la fundaţie.

III.3- Metode de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maximepe betonul de subturnare.III.4- Verificarea prin calcul a secţiunii tijei şuruburilor de ancoraj.III.5- Particularităţile de calcul ale şuruburilor de ancoraj în cazul elementelormetalice de secţiune circulară tubulară de diametru mare.

III.6- Influenţa solicitărilor mecanice a prinderii în fundaţie asupra tensiunilor dinşurubul de ancoraj.

III.6.1- Influenţa solicitărilor statice a capătului inferior al elementului metalic

ancorat.III.6.2- Starea de tensiune determinată de solicitări statice.III.6.3- Considerarea caracterului solicitării mecanice.III.6.4- Necesitatea asigurării lungimii libere de deformare a şuruburilor deancoraj.

III.7- Influenţa procesului metalurgic de obţinere a oţelului asupracaracteristicilor mecanice ale oţelurilor ce se folosesc la realizarea şuruburilor deancoraj.III.8- Defecţiuni curente. Consecinţele lor. Remedieri.III.9- Analiza zonei filetate a şuruburilor de ancoraj.

III.10- Starea de solicitare maxim posibilă în placa de ancoraj a unui şurub.III.11- Notarea în proiectare a şuruburilor de ancoraj.

IV – STADIUL ACTUAL AL CUNOAŞTERII comportăriişi metodelor de calcul ale şuruburilor de ancoraj.(19pag.)

IV.1- Stadiul actual al cunoaşterii.IV.2- Prezentarea metodei de dimensionare şi verificare. (în cazul prinderii încastrate în fundaţie a stâlpilor metalici)

IV.2.1- Placa de bază. (dimensiuni plane)IV.2.2- Tija şurubului de ancoraj.IV.2.3- Traversele.IV.2.4- Placa de bază. (grosimea, necesitatea dispunerii de traversesuplimentare)IV.2.5- Profilele pe care reazemă şaiba superioară.

IV.2.6- Verificarea finală.IV.3- Aplicaţie – Dimensionarea şi verificarea prinderii încastrate în fundaţie aunui stâlp metalic cu inimă plină.



- 3 -

V – CONTRIBUŢII PROPRII la studiul teoretic şiexperimental al şuruburilor de ancoraj. (48 pag.)

V.1- Desfăşurarea şi rezultatele încercărilor experimentale efectuate. (26 pag.) V.2- Consideraţii privind concordanţa dintre comportarea teoretic estimată şi ceaobţinută în urma încercărilor experimentale efectuate. (6 pag.) V.3- Prezentare comparativă a metodelor de calcul a întinderii din şuruburile deancoraj. (1 pag.) V.4- Estimarea duratei de viaţă a şuruburilor de ancoraj supuse solicitărilorrepetate - Aplicaţie. (4 pag.) V.5- Metodă de analiză teoretică detaliată a stării de presiune pe betonul desubturnare. (8 pag.) V.6- Metodă de îmbunătăţire a comportării stării de tensiune în beton, la

contactul cu elementul metalic. (2 pag.) V.7- Trimiteri la contribuţile proprii inserate în textul celorlalte capitole. (1 pag.)

VI – CONCLUZII. (4 pag.)

Anexe. (16 pag.) Bibliografie. (5 pag.)

________



- 4 -

CAPITOLUL IINTRODUCERE.

I.4- Descrierea generală a şurubului de ancoraj.

Funcţional, un şurub de ancoraj este alcătuit din:• partea inferioară, înglobată în beton şi având o dimensiune necesară şisuficientă fixării ferme a şurubului de ancoraj la oricare dintre solicitările posibileale piesei şi, simultan, suficientă nedeteriorării în timp a conlucrării dintre partea

înglobată şi betonul în care este ancorată.• tija şurubului, înglobată parţial în beton la un capăt şi filetată la celălalt.• partea superioară, reprezentată de piese ce permit fixarea poziţiei relative

dintre capătul filetat al tijei şurubului şi capătul inferior al elementului metalicstructural. Fixarea este făcută astfel încât să fie evitată deteriorarea în exploatarea elementelor metalice aflate în contact.

În practica inginerească se folosesc mai multe tipuri de şuruburi deancoraj, tipuri ce sunt prezentate în subcapitolul III.1.

Elementele componente tuturor tipurilor de şuruburi de ancoraj sunt:tija şurubului, zona filetată, şaiba şi piuliţa. Pentru a preveni desfacerea subsarcină a prinderii se dispune o a doua piuliţă, numită contrapiuliţă.

În afară de elementele comune descrise anterior alcătuirea şuruburilor deancoraj variază în funcţie de tipul de ancoraj ales. Tipul de ancoraj se alegefuncţie de înălţimea fundaţiei, mai exact funcţie de lungimea pe care şurubulpoate fi ancorat în beton. În cazuri speciale, poate fi aleasă şi ca urmare anecesităţii existenţei unor toleranţe la montaj mari sau pentru a permite

înlocuirea şuruburilor de prindere.

I.5- Obiectul tezei de doctorat.

Obiectul prezentei teze de doctorat este multiplu şi constă în:• a prezenta particularităţile de alcătuire ale prinderii elementelor structuralemetalice în fundaţie ;• a sintetiza cunoştinţele existente la nivel mondial în legătură cu problemelelegate de şuruburile de ancoraj ;• a face recomandări şi a prezenta opinii bazate pe experienţa autorului în cazulpunctelor de divergenţă existente între diferite texte de specialitate, înproblemele ce privesc şuruburile de ancoraj ;

• a aduce contribuţii la studiul teoretic şi experimental al şuruburilor deancoraj ;



- 5 -

• a prezenta algoritmi şi exemple practice sugestive de dimensionare aprinderii elementelor metalice în fundaţie folosind şuruburi de ancoraj.

Problematica şuruburilor de ancoraj este împărţită şi structurată înprezenta teză de doctorat astfel încât să fie privită, în mod consecutiv, din punctde vedere: al alcătuirii prinderii elementelor structurale metalice în fundaţie; alalcătuirii diferitelor tipuri de şuruburi de ancoraj; al execuţiei şi montajului; alcomportării în exploatare; al fiabilităţii prinderii în fundaţie ce foloseşte şuruburide ancoraj. Vor fi prezentate defectele curente la montaj, consecinţele lor şimetodele de remediere.

________

CAPITOLUL IIPARTICULARITĂŢI DE

ALCĂTUIRE ALE PRINDERIIELEMENTELOR STRUCTURALE

METALICE ÎN FUNDAŢIE.

II.1- Modurile uzuale de prindere ale elementelormetalice în fundaţie.

Prinderea elementelor metalice în fundaţie trebuie să asigure transmiterea în condiţii de siguranţă a solicitărilor de la nivelul suprastructurii, fără a cauzaconcentrări periculoase de tensiuni. Diferenţa majoră între caracteristicile derezistenţă ale oţelului şi betonului face necesară dezvoltarea capătului inferior alstâlpului. Aceasta are rolul de a permite, prin intermediul unei plăci de bază, de

grosime adecvată, repartizarea satisfăcătoare a presiunilor pe betonul desubturnare. Aceste presiuni apar ca urmare a solicitării stâlpului.

Fig. 2-1.Exemplu de dezvoltare a capătului inferior al stâlpului

metalic, cu scopul de a permite o repartizare satisfăcătoare a presiunilor pe

betonul de subturnare.



- 6 -

La capătul inferior al stâlpului se dispune placa de bază, a cărei grosime

trebuie să fie suficientă unei repartizări satisfăcătoare a presiunilor pe beton.Dimensiunile plăcii trebuie să asigure respectarea presiunii maxim acceptate pebetonul de subturnare. Ipoteza acceptată în calculul ingineresc consideră odistribuţie liniară a presiunilor pe suprafaţa de contact dintre betonul de

subturnare şi placa de bază. Aceasta face necesară realizarea unui aparat dereazem care să asigure indeformabilitatea plăcii de bază.

Este necesară asigurarea unei grosimi a plăcii de bază adecvatăsuprafeţei sale, dispunerii rigidizărilor verticale şi solicitării elementului metalic.Măsurile constructive impun o grosime minimă de 15 mm, în practica curentăfiind folosite grosimi de 20÷40 mm. Dimensiunea în plan a plăcii de bază sedetermină din condiţia ca presiunea pe betonul de subturnare să nu depăşeascăpresiunea maximă acceptată. Grosimea plăcii de bază se determină din condiţia

de rezistenţă la încovoiere sub acţiunea presiunii-reacţiune din beton. Rigiditateaprinderii elementului metalic în fundaţie trebuie să asigure o distribuţie apresiunilor pe beton, conform ipotezelor acceptate în calcul.

Uneori, din raţiuni economice, se poate adopta o placă de bază de grosimemare, fără rigidizări. Pentru ca placa să nu rezulte de grosime prea mare şipentru sporirea rigidităţii la nivelul prinderii uzual se dispun rigidizări verticale sudate continuu de profilul stâlpului. Acestea îmbunătăţesc rigiditatea plăcii debază. Rigidizările asigură şi o transmitere favorabilă a eforturilor de la nivelulinferior al stâlpului la placa de bază. În primele paragrafe aceste rigidizări au fost

descrise ca o dezvoltare a capătului inferior al stâlpului. Înălţimea rigidizărilorverticale se recomandă a fi de minimum 250 mm, iar cordoanele de sudurăverticale trebuie să fie capabile să preia starea de tensiune indusă de solicitareastâlpului.

Asigurarea comportării unitare a stâlpului metalic şi fundaţiei sale necesitădispunerea corespunzătoare a şuruburilor de ancoraj. Măsurile constructive,distanţa minimă şi maximă între două şuruburi alăturate şi secţiunea minimacceptată sunt prezentate la punctul II.6.1. Elementele componente ale

diferitelor tipuri de şuruburi de ancoraj sunt prezentate în subcapitolul III.1.Dimensionarea şuruburilor de ancoraj este prezentată în subcapitolele III.3 şiIV.2.

La nivelul bazei stâlpului, solicitarea suprastructurii produce şi o forţăorizontală. Suplimentul de forţă ce nu poate fi preluat prin frecarea dintre placade bază şi betonul de subturnare se preia prin dispunerea sub placa de bază depinteni (crampoane) de metal sau plăci ancorate în beton prevăzute cu piese deblocare sudate. Apare necesară verificarea acestor piese de metal, a rezistenţeisudurii acestora de placa de bază şi a capacităţii betonului de a prelua solicitarea

orizontală.



- 7 -

Fig. 2-2.Piesă metalică sudată de placa de bază prin intermediul

căreia se preiau forţele orizontale, la nivelul prinderii în fundaţie.

În cazul unor structuri metalice realizate în anii 80, lipsa de contact dintrepinten şi beton, pe direcţia şi în sensul solicitării a făcut ca şuruburile de ancorajsă intre în lucru pentru preluarea forţei orizontale, cauzând o solicitaresuplimentară de încovoiere şi forfecare a tijelor şuruburilor. În lipsa adoptării unui

element de tipul celui sus precizat pentru preluarea suplimentului de forţătăietoare, suplimentul este preluat prin intermediul tijei şuruburilor. Serecomandă dispunerea unor piese suplimentare pentru preluarea forţei tăietoarece apare la nivelul prinderii dintre stâlpul metalic şi fundaţia sa.

Pentru asigurarea unui contact intim între placa de bază şi betonul de lafaţa fundaţiei, precum şi pentru a avea posibilitatea corectării cotei plăcii debază, se dispune un strat de beton de subturnare, de calitate superioară, ce seinjectează după calarea1 stâlpului. Montajul stâlpilor presupune sprijinirea plăciide bază pe plăci metalice (bailagăre), a căror suprafaţă este calculată pentru a

putea prelua încărcările stâlpului pe perioada de montaj. Grosimea stratuluitrebuie să fie de 30÷70 mm, iar agregatul betonului trebuie să fie de râu sauconcasat, spălat şi uscat, cu diametrul maxim de 7 mm, pentru a putea pătrunde

în condiţii bune în spaţiul de dimensiuni reduse. În loc de beton de subturnare, înprezent, se folosesc betoane sau mortare epoxidice, care se întăresc în 24 de oreşi au rezistenţă de peste 600 daN/cm2. Suprafaţa betonului de subturnare trebuiesă fie mai mare decât cea a amprentei pe beton a plăcii de bază (vezi fig. 2-5)pentru a evita expulzarea betonului de subturnare datorită solicitării de

compresiune a stâlpului. Betonul de subturnare şi cel din fundaţie trebuie să îndeplinească, constructiv, o cerinţa minimă de rezistenţă. Există structuri metalice al căror mod de alcătuire al prinderii elementelor

structurale metalice în fundaţii asigură existenţa unei lungimi de deformare liberăa şuruburilor. Inexistenţa acesteia determină o comportare nesatisfăcătoare lasolicitări dinamice în general şi variabile în special, fenomenul de obosealăinstalându-se mult mai rapid.

În acest caz se pot folosi elemente suplimentare ce permit asigurarea uneilungimi libere de deformare(def) satisfăcătoare a şuruburilor de ancoraj

(elemente suplimentare prezentate în fig. 2-4).

1 Calarea constă în asigurarea poziţiei în plan şi verticalităţii stâlpului.



- 8 -

Fig. 2-4. Mod de a asigura lungimea de deformare liberă a şuruburilor

de ancoraj . 2.1

În imediata vecinătate a tijei şurubului se sudează de talpa stâlpului douăplatbande verticale (sau două profile L) de lungime suficientă. Sudurile verticaletrebuie să poată prelua întreg efortul axial capabil al şurubului. La partea

superioară a celor două profile se dispune o placă groasă (sau două profile [[[[

spate în spate). Aceasta trebuie să fie capabilă a prelua prin încovoiere efortulcapabil al şurubului, transmis prin intermediul piuliţei şi să-l transmităreazemelor reprezentate de capetele profilelor L. Starea de tensiune din placă,cauzată de încovoierea şi forfecarea sa, cât şi starea de compresiune de pe

capetele superioare ale profilelor L trebuie să plaseze elementele prinderii încondiţii de siguranţă.

O altă soluţie constă în asigurarea lungimii libere de deformare prinsudarea de placa de bază a unor ţevi de lungime suficientă. Tija şurubului deancoraj trece prin ţeavă. Piuliţa reazemă pe o şaibă ale cărei dimensiuni suntsuficiente preluării efortului capabil al şurubului de la nivelul piuliţei şitransmiterea sa la pereţii ţevii. Secţiunea ţevii trebuie să poată prelua, în condiţiide siguranţă, compresiunea rezultată.

În lipsa unei înălţimi suficiente deasupra betonului de subturnare, o altăsoluţie permite asigurarea lungimii de deformaţie liberă a şuruburilor de ancorajpe o zonă din înălţimea fundaţiei, prin dispunerea în cofraj a unui element ceasigură, pe o înălţime de 5 diametre, lipsa contactului dintre tija metalică şibetonul din fundaţie. Se precizează că această metodă duce la creşterea

înălţimii necesare a fundaţiei. (Înălţimea fundaţiei trebuie să fie suficientăasigurării lungimii de deformare liberă, a lungimii de ancoraj şi asigurării spaţiulnecesar dispunerii corecte a armăturilor orizontale în fundaţie.)

O soluţie constructivă ce permite asigurarea unei suficiente lungimi dedeformare liberă, este prezentată în fig. 2-5.



- 9 -

Fig. 2-5.Prinderea elementului structural metalic în fundaţie, prindere

ce permite asigurarea unei lungimi de deformare liberă suficientă a

şuruburilor de ancoraj. (prinderea încastrată în fundaţie)

După definitivarea execuţiei prinderii elementului metalic în fundaţie, înultima etapă, se recomandă înglobarea bazei stâlpului într-un bloc de betonsimplu, de la nivelul betonului de subturnare şi până la 5÷10 cm deasupra zoneifiletate a şuruburilor de ancoraj, pentru a proteja de acţiunea mediului exterior

întregul ansamblu.



- 10 -

II.2- Cazul particular al elementelor structuralemetalice de secţiune circulară tubulară dediametru mare.

Fig. 2-6.Alcătuirea prinderii în fundaţie1 a unui element de secţiune

circulară tubulară de diametru mare.

Particularitatea prinderii acestor elemente metalice în fundaţie este adusăde forma circulară tubulară a secţiunii elementului. Aceasta face ca placa de bază

să fie sub formă de coroană circulară.

1 Pentru descrierea pieselor şurubului de ancoraj (reprezentate în secţiunea 2-2) vezi fig. 2-5, secţiunea 4-4.



- 11 -

Dimensiunile plăcii de bază trebuie să respecte ipotezele acceptate încalcul, cât şi prevederile şi măsurile constructive precizate în subcapitolul II.1.

Pentru asigurarea lungimii de deformare liberă a şuruburilor de ancoraj (deminim 5 diametre) se dispune o flanşă inelară sudată continuu de faţaexterioară a elementului metalic circular tubular care reazemă pe nervurile

învecinate şuruburilor de ancoraj (câte două pentru fiecare şurub), formându-se

casete pentru preluarea efortului din fiecare şurub. Sub şaibele superioare aleşuruburilor de ancoraj se dispun platbande groase şi, în general, două profile [[[[ spate în spate ce reazemă pe traverse de rigidizare.

Placa de bază este rigidizată prin nervuri. Nervura este o placă groasă alecărei dimensiuni plane trebuie să facă un raport cu grosimea de maxim 15. Celedouă nervuri învecinate unui şurub trebuie să fie capabile a prelua în condiţii desiguranţă efortul capabil de întindere al acestuia. Sudura verticală a nervurilor demantaua elementului metalic trebuie să permită preluarea întinderii maxime din

şurub.Măsurile constructive, distanţa minimă şi maximă între două şuruburi

alăturate şi secţiunea minim acceptată sunt prezentate în subcapitolul II.6.Dimensiunile elementelor componente ale diferitelor tipuri de şuruburi de ancorajsunt prezentate în subcapitolul III.1. Dimensionarea şuruburilor de ancoraj esteprezentată în subcapitolul III.5.

Pentru transmiterea suplimentului de forţă tăietoare ce nu poate fi preluatprin frecarea dintre placa de bază şi betonul de subturnare se folosescpinteni sau un alt sistem de blocare.

Placa de bază reazemă pe un strat de beton de subturnare ce trebuie sărespecte prevederile precizate în subcapitolul II.6.

În cazul elementelor metalice de secţiune circulară tubulară de diametrumare, la care peretele este sensibil la fenomenul de voalare, este strict interzisăasigurarea lungimii de deformare liberă a şuruburilor de ancoraj prin dispozitivuldin figura 2-4 (datorită încovoierii semnificative induse mantalei de transmitereaexcentrică a întinderii din şurub).

În cazul elementelor metalice de secţiune circulară tubulară de diametru

mare prinderea în fundaţie, prin modul ei de alcătuire, este una încastrată.

II.3- Prinderea articulată în fundaţie prindispunerea a două şuruburi de ancoraj în axulprinderii. Deficienţele acesteia.

Prinderea articulată după o axă a stâlpului în fundaţie necesită asigurarea

unei rotiri libere (neîmpiedicate) după axa principală respectivă. O astfel deprindere ar trebui să asigure transmiterea exclusivă a forţei axiale din stâlp şi aforţelor orizontale. Implicit, inexistenţa la nivelul prinderii a unui moment



- 12 -

încovoietor asigură o presiune uniformă pe talpa fundaţiei şi permite economiisemnificative de beton şi armătură (la nivelul fundaţiei).

Prinderea articulată a stâlpului în fundaţie se poate obţine în modaproximativ prin prevederea şuruburilor de ancoraj în axa de simetrie asecţiunii stâlpului, astfel încât preluarea de către acestea a unor eforturi de

întindere să nu se opună rotirii în planul dorit. În practică, rotirea apare în raport

cu o axă paralelă cu cea de simetrie. Astfel există un braţ de pârghie al întinderiidin şuruburi permite preluarea unui moment redus în prindere, ceea ce conferă oanumită rigiditate la rotire. Aceasta face ca funcţionarea articulaţiei (ce va fiadoptată în schema statică) să fie aproximativă. Forţa tăietoare se transmitefundaţiei prin frecarea dintre placa de bază şi betonul de subturnare, prindispozitive specifice şi prin forfecarea şuruburilor de ancoraj.

Articulaţia se obţine după o singură direcţie, pe direcţia ortogonală acesteiaprinderea fiind una încastrată. Prinderea articulată realizează prin dispunerea

şuruburilor de ancoraj pe axa de simetrie a secţiunii stâlpului metalic, axă dupăcare se urmăreşte funcţionarea articulaţiei.

II.4- Aparatul de reazem fix cu articulaţie, deprindere al elementelor metalice în fundaţie.

II.4.2- Reazeme fixe utilizate la realizarea prinderii articulate astâlpilor metalici în fundaţie. (conform lucrării [11])

Prinderea articulată după o axă a stâlpului metalic în fundaţie necesităasigurarea unei rotiri libere după acea axă. În cazul stâlpilor secundari se permite obţinerea articulaţiei în mod aproximativprin prevederea a două şuruburi de ancoraj în axa de simetrie1 a secţiuniistâlpului. În cazul stâlpilor importanţi, a cadrelor şi arcelor prinse articulat în fundaţie,reazemele fixe se realizează astfel încât să se obţină o comportare fidelă dearticulaţie.

(a) (b)

1 Modul de obţinere al prinderii articulate pentru stâlpii secundari este prezentat în subcapitolul II.3 şi reprezentat grafic înfigura 2-7.



- 13 -

(c) (d)

Fig. 2-15.Aparate de reazem fix, cu articulaţie, folosite la prinderea

elementelor metalice importante în fundaţie: 2.5(a) reazem cu placă curbă şi tacheţi ;

(b) reazem cu genunchi ;

(c) reazem cu bulon de articulaţie ;(d) prindere cu rezemare directă şi suprafaţă de contact mare, de

formă cilindrică.

II.5- Prinderea încastrată în fundaţie.

Prinderea încastrată în fundaţie presupune blocarea translaţiilor şi rotirilorrelative între elementul structural şi fundaţie la nivelul prinderii. Astfel se

realizează transmiterea la nivelul fundaţiei a forţei verticale, orizontale şi amomentului încovoietor de la nivelul bazei stâlpului metalic, cauzate de

încărcările suprastructurii.Rigiditatea în zona prinderii este superioară celei a elementului metalic

fixat. Astfel se evită eventualele plastificări în zona prinderii. Plastificările lanivelul prinderii ar determina deteriorarea betonului şi implicit dispariţiacontactului intim dintre placa de bază şi betonul de subturnare. Rigiditateasporită de la nivelul prinderii face ca ipoteza acceptată în calcul, a distribuţieiliniare a tensiunilor în beton sub placa de bază, să fie apropiată realităţii.

Rezistenţa la solicitări mecanice a prinderii este superioară celei aelementului metalic fixat. Astfel se respectă cerinţele normativelor în vigoare, cacedarea să apară la nivelul elementelor structurale şi nu în prinderi sau îmbinări.

Prinderea încastrată în fundaţie a elementelor metalice conferă o rigiditatesuperioară structurii (prin creşterea gradului de nedeterminare statică astructurii), dar conduce la tensiuni superioare în elementul metalic şi în fundaţie,faţă de prinderea articulată. În consecinţă dimensiunile elementelor vor fi maimari.

Descrierea elementelor componente ale prinderii încastrate în fundaţiesunt descrise în subcapitolul II.1. Metoda de dimensionare şi verificare apieselor componente ale prinderii încastrate este descrisă în subcapitolul IV.2 şi



- 14 -

exemplificată în subcapitolul IV.3. Prezentarea grafică este făcută în figura 2-5. Precizări suplimentare legate de prinderea încastrată în fundaţie a elementelormetalice cu secţiune circulară tubulară de diametru mare sunt făcute însubcapitolul II.2 şi prezentarea grafică a unei astfel de prinderi este făcută înfigura 2-6.

Prinderea încastrată după ambele direcţii a elementelor metalice în

fundaţie este cea mai des întâlnită în practica construcţiilor civile şi industriale custructură metalică.

II.6- Măsuri constructive pentru îmbunătăţireacomportării. Argumente tehnice.

II.6.1- Enumerarea măsurilor constructive. (conform lucrării [S 1])

Pentru obţinerea unei comportări satisfăcătoare a prinderii elementelormetalice în fundaţia de beton este necesară respectarea prevederilor şi

îndeplinirea cerinţelor minimale impuse de normativele şi standardele în vigoare([S 1], [S 2],[S 4]). Totodată, recomandările din acestea au ca scop optimizareacomportării şi reducerea gradului de risc.

Măsurile constructive generale (conform [S 1]) ale prinderii elementelormetalice în fundaţie şi recomandările generale, grupate în funcţie de piesacomponentă a prinderii la care se referă, sunt următoarele:

- Confecţionarea şuruburilor de ancoraj(def) se face numai din oţeluri calmate.- Diametrul minim constructiv al şurubului de ancoraj este 20 mm.- Rezilienţa(def) şuruburilor de ancoraj trebuie să fie garantată la o temperaturăinferioară celei minim posibile a mediului unde sunt amplasate. În cazul înglobării

în beton, este suficientă utilizarea oţelului a cărui rezilienţă este garantată deproducător la +20°C (de tipul „k”).

- Diametrul găurii de trecere a şurubului prin placa de bază(def) se recomandă afi cu minimum 10 mm mai mare decât cel al tijei şurubului.

- Şaibele inferioare(def) (cele aflate în contact cu placa de bază) trebuie să aibăo grosime minimă de 15÷20 mm. Dimensiunile exterioare ale acestora serecomandă să depăşescă marginea găurii din placa de bază cu 20÷30 mm pe totconturul şi niciodată marginea şaibei nu trebuie să cadă la mai puţin de 10 mmde marginea găurii din placa de bază (vezi fig. 2-5). Se va da o mare atenţie lafaptul că există toleranţe de montaj la poziţionarea şuruburilor de ancoraj. Astfelniciodată în practică şuruburile nu cad centric în gaura plăcii de bază. Din acestmotiv şaibele inferioare se vor confecţiona după înglobarea şuruburilor şi după

stabilirea abaterilor în plan (faţă de gaura din placa de bază). Confecţionarea lorse face din oţel sudabil, compatibil cu cel al plăcii de bază. Diametrul găurii detrecere a şurubului prin şaibă trebuie să fie cu maximum 1 mm mai mare decât



- 15 -

cel al şurubului de ancoraj. Este obligatorie dispunerea de şaibe în contact cuplaca de bază cât şi sudarea pe contur a acestora de placa de bază.

- O altă şaibă se dispune la capătul superior(def), sub piuliţă. Aceasta trebuie săfie capabilă să reziste solicitării de încovoiere şi forfecare, apărută ca urmare apreluării de la nivelul piuliţei, a efortului capabil al şurubului de ancoraj. Eaasigură transmiterea solicitării, în condiţii de siguranţă, profilelor pe carereazemă (vezi fig. 2-5). Dimensiunea şaibei superioare se recomandă să permitărezemarea sa pe contur pe o lăţime de 20÷30 mm.

- Piuliţa(def) trebuie să aibă o înălţime de (80÷100)% din diametrul brut alşurubului de ancoraj (să fie o „piuliţă înaltă”).

- Deasupra piuliţei este obligatorie dispunerea unei contrapiuliţe(def), ce poateavea o înălţime mai mică decât piuliţa. Aceasta are rolul de a împiedica rotireapiuliţei (desfacerea piuliţei), atunci când şurubul de ancoraj este solicitat la

întindere.- Este necesară asigurarea unei lungimi filetate a şurubului de ancoraj care săpermită strângerea piuliţei şi a contrapiuliţei. În acest scop este necesarăexistenţa a 3÷4 paşi de filet liber (faţă de poziţia strâns a contrapiuliţei).

Se recomandă întreruperea zonei filetate la nivelul şaibei superioare. În cazcontrar, în calculul tensiunilor de întindere din şurub se consideră secţiunearedusă, măsurată la fundul filetului. Se precizează că această recomandarepractic nu este realizabilă, datorită abaterilor la montaj. Se va evita prin alcătuiriconstructive corespunzătoare ajungerea filetului în zona de solicitare la forţetăietoare şi/sau la strivire. Zonele filetate ale şuruburilor de ancoraj vor avealungimi minime necesare şi vor asigura toleranţele de montaj.

- Grosimea betonului de subturnare(def) este de 3÷7 cm. Betonul de subturnaredepăşeşte marginile plăcii de bază cu minimum 50 mm, dar nu mai puţin decâtgrosimea betonului de subturnare. Panta pe contur a acestuia trebuie să fie de45° (Pe contur, betonul de subturnare va fi prelucrat, după întărire cu pantă deaproximativ 45°. Panta va începe după depăşirea marginii plăcii cu minim 50mm, dar nu mai puţin decât grosimea betonului de subturnare). Betonul desubturnare se va prepara cu cimenturi cu contracţii reduse(def), cu grosimeagranulei maxime de 3÷7 mm (adecvată grosimii de subturnare). Consistenţa(def)

este impusă de modul de realizare a subturnării (îndesare, turnare). Serecomandă ca rezistenţa de calcul a acestuia să fie de minim 2 ori mai maredecât efortul unitar maxim de compresiune ce poate apare sub placa de bază.

- Betonul fundaţiei trebuie să aibă rezistenţa de calcul de cel puţin de 1.5 orimai mare decât efortul unitar maxim de compresiune obţinut sub placa de bază aelementului structural.

- Şuruburile de ancoraj grupa 5.6 se vor îngloba în beton de fundaţie având clasaminimă C8/10, iar şuruburile grupa 6.8 în betoane având clasa minimă C12/15.



- 16 -

- Distanţa dintre axul şurubului de ancoraj şi marginea suportului de betonarmat trebuie să asigure plasarea marginii capului inferior al şurubului la odistanţă de minim 20 mm de armătura de rezistenţă din cuzinet.

- Se recomandă strângerea piuliţei şuruburilor de ancoraj astfel încât să seobţină în şurub un efort remanent de 25÷30 N/mm2. Prima strângere cu cheiadinamometrică se va face după montajul stâlpului. În cazul unei structuri masiveeste necesară repetarea operaţiei după încărcarea structurii. Practica a dovedit ocomportare satisfăcătoare a şuruburilor de ancoraj cu un efort remanent depretensionare de până la 50% din capacitatea portantă.

- Este interzis a se suda tija şuruburilor de ancoraj de şaibă sau de placa debază a elementului structural. În cazul şuruburilor de ancoraj din oţel aliat, supustratamentelor termice este interzisă sudarea în general. Chiar şi sudarea prinpuncte a tijei acestora de carcasa rigidă, necesară asigurării poziţiei în plan şi peverticală a şuruburilor la montaj, este interzisă.

Cerinţele minimale de mai sus sunt obligatorii, prin proiectare şi execuţietrebuind luate măsuri ca acestea să fie respectate. Aceste măsuri ţin cont deimportanţa acestei prinderi şi de dificultatea remedierii deteriorărilor importantece ar putea să apară la nivelul acesteia. Recomandările sunt făcute pe bazeteoretice şi pe analiza comportării prinderilor existente.

II.6.2- Prevederi suplimentare pentru prinderea elementelorstructurale metalice de secţiune circulară tubulară de diametru

mare (coloane tehnologice, prize de aer, coşuri de fum etc.).

În cazul prinderii elementelor structurale metalice de secţiune circularătubulară de diametru mare în fundaţie este necesară respectarea măsurilorconstructive generale descrise la punctul II.6.1, cât şi a măsurilor constructivespecifice prezentate în paragrafele de mai jos (impuse de normativele şistandardele în vigoare: [S 1], [S 2],[S 4]). Totodată, recomandările generalerămân valabile, acestora adăugându-se cele din prezentul subcapitol: (conform

lucrării [S 1])- În cazul elementelor a căror placă de bază este reprezentată de o coroanăcirculară baza este rigidizată prin dispunerea a două nervuri (vezi fig. 2-6)pentru fiecare şurub. Acestea se prind cu sudură de placa de bază, pereteleelementului şi coroana superioară.- Sudura nervurilor de elementul structural trebuie să permită preluarea întinderiicapabile a şurubului de ancoraj.- Nervura este o placă groasă ale cărei dimensiuni plane trebuie să facă un raportcu grosimea sa de maxim 15.

- Distanţa dintre două şuruburi (vezi fig. 2-6) este, în mod obişnuit, mai marede 40 cm. Aceasta trebuie să permită sudarea celor două nervuri pe ambele feţe.



- 17 -

Lăţimea casetei unui şurub (vezi fig. 2-6) trebuie să permită sudarea şaibeigroase de placa de bază, cu respectarea distanţei minime admisibile dintrecordonul orizontal de sudare al nervurii şi cel de sudură pe contur al şaibeigroase. Se recomandă ca distanţa dintre şuruburile de ancoraj (vezi fig. 2-6), îngeneral, să nu depăşească 50 cm.

Pentru o corectă transmitere a solicitării la beton distanţa minimă între două

şuruburi trebuie să fie de 8 diametre. În cazul şuruburilor cu ancoraj scurt, cuplacă de distribuţie, trebuie ca distanţa dintre axele lor să fie de minim 2 orilăţimea unei plăci de distribuţie.

II.7- Particularităţi de execuţie şi montaj.

II.7.1- Particularităţi de execuţie a fundaţiilor aferente structurilormetalice.

Fundaţiile pentru structuri metalice se realizează sub formă de bloc şicuzinet. Numărul şuruburilor de ancoraj, de obicei, este egal cu patru sau cu unalt număr par. Poziţia relativă a şuruburilor de ancoraj într-o fundaţie trebuie sărămână fixă pe perioada de montaj şi la turnarea betonului din fundaţie.Şuruburile pot fi ancorate numai în cuzinet, dar de obicei pătrund şi în bloculfundaţiei.

Şuruburile de ancoraj se asamblează sub formă de carcase rigide.Carcasele sunt prevăzute cu şabloane formate dintr-o placă metalică găurită, cu

găurile cu 1÷2 mm mai mari decât diametrul brut al şurubului.Proiectarea fundaţiei şi amplasarea armăturilor din cuzinet trebuie să

permită introducerea carcasei rigide a şuruburilor de ancoraj.Poziţionarea carcasei rigide şi a şuruburilor la poziţie se face cu ajutorul

aparatelor topometrice de precizie, capabile să inregistreze direct lungimi şiunghiuri pentru fiecare punct masurat.

Abaterile la execuţia fundaţiei, la amplasarea şuruburilor de ancoraj,trebuie să fie de maxim 50% din diferenţa dintre diametrul găurilor din placa debază şi diametrul brut al şuruburilor.

Carcasa rigidă formată din şuruburile de ancoraj ale unui element metalictrebuie menţinută în poziţia corectă pe tot parcursul lucrărilor de cofrare-betonare a fundaţiei. În acest sens carcasa se fixează rigid de cofrag şi dearmătura fundaţiei. În timpul betonării şi vibrării betonului se fac verificări alepoziţiei reale a şuruburilor de ancoraj.

Verificarea manuală a poziţiei şuruburilor se face prin realizarea decapre de lemn la capetele construcţiei pe care se întind sârme, în axul stâlpilor.Poziţia fiecărui şurub se determină cu ajutorul firului cu plumb şi a metrului

dulgherului.Şuruburile tratate termic nu se vor suda de barele carcasei rigide. Distanţa

între armătura verticală a cuzinetului şi şurubul cel mai apropiat de aceasta va fi



- 18 -

stabilită astfel încât să permită pătrunderea plăcilor de ancoraj ale şuruburilor,chiar dacă acestea sunt dispuse înclinat, la 45˚ (după dimensiunea cea mai mareposibilă). Spaţiul liber între faţa armăturii şi colţul plăcii de ancoraj a şurubuluitrebuie să fie de minim 50 mm.

La finalizarea turnării fundaţiei se întocmeşte de către topometru un plancomplet din care să rezulte abaterile faţă de proiect.

II.7.2- Montajul structurilor metalice.

Montajul stâlpilor structurilor metalice pe fundaţie se face cu respectareapoziţiei acestora în plan şi pe verticală, în conformitate cu proiectul tehnic.Poziţionarea în plan se face cu respectarea toleranţelor admisibile prevăzute înproiect, respectiv a unei abateri maxime egală cu 50% din diferenţa dintrediametrul găurii în placa de bază şi diametrul brut al şurubului de ancoraj.

Simultan pot apare abateri de execuţie la uzinarea stâlpilor, abateri ce

influenţează poziţionarea acestora în plan. În cazul în care abaterile, la execuţie,ale amplasării şuruburilor în fundaţie relativ la poziţia găurilor din placa de bazănu se încadrează în toleranţa de execuţie prevăzută în proiect, sau a amplasăriifundaţiei locale faţă de celelalte fundaţii, noua soluţie de rezemare va trebui săfie stabilită tot de către proiectant. Există situaţii în care fundaţia trebuiedemolată şi returnată în poziţia corectă.

Se iau măsuri speciale care să asigure nedeteriorarea filetul şuruburilor lamontajul stâlpului. În acest sens se montează capişoane din ţeavă subţire lafiecare şurub, înainte de aducerea la poziţie a stâlpilor. Aceste capişoane suntrefolosibile. Pe toată perioada de la turnarea fundaţiei până la definitivareamontajului filetele şuruburilor şi piuliţele sunt menţinute sub strat de vaselină,pentru a împiedica ruginirea. Când montajul a fost definitivat şi forţele deprestrângere verificate cu chei dinamometrice se degresează vaselina. Dupămontaj, pe filetul şurubului, şaiba superioară, piuliţă şi contrapiuliţă se aplică maimulte straturi de vopsea.

Poziţionarea stâlpului metalic pe fundaţie se face la cota de montaj prevăzută, cotă reprezentată de partea inferioară a plăcii de bază.

Cota superioară a cuzinetului fundaţiei trebuie să se găsească cu 30÷70mm sub cota de montaj a stâlpului. Operaţiunea de calare(def) a stâlpului seface cu ajutorul unor plăci metalice de grosimi diferite (bailagăre) sau cu ajutorulunor şuruburi suplimentare de calaj.

Operaţiunea de montaj a unui stâlp este dificilă, având în vedere căsimultan calării(def) stâlpului trebuie asigurată şi o corectă poziţionare în plan. Petot parcursul calării piuliţele şuruburilor sunt montate fără a fi strânse, iar stâlpulmetalic, pe întreaga perioadă, este susţinut cu ajutorul macaralei. Operaţiuneade calare şi poziţionare a stâlpului poate fi repetată după montajul tuturorstâlpilor, fiind posibile corecţii.

Betonul de sub suprafaţa bailagărelor trebuie să asigure, în faza de montaj,transmiterea încărcărilor de pe stâlp până la momentul subturnării plăcii de bază.



- 19 -

Din acest motiv numărul, amplasarea şi suprafaţa bailagărelor trebuie stabiliteprin proiect.

Spaţiul dintre cuzinetul stâlpului şi partea inferioară a plăcii de bază seumple cu betoane de rezistenţă cu agregat mărunt (cu granula maximă de 7mm) sau cu mortare epoxidice.

Betonul de subturnare va avea rezistenţa la compresiune superioară

betonului din cuzinet. Betonul de subturnare va depăşi conturul plăcii de bază cuminim 50 mm şi va fi prelucrat pe contur cu o pantă de 45˚. Betonul desubturnare se va executa până la faţă superioară a plăcii de bază pentru ocomportare mai bună la preluarea forţelor tăietoare. Subturnarea se va facenumai după ce au fost verificate poziţiile tuturor stâlpilor clădirii.

Pentru a proteja prinderea elementului metalic în fundaţie de acţiuneamediului, după definitivarea montajului, ca etapă finală, se recomandă înglobarea bazei într-un bloc de beton simplu, de la nivelul betonului de

subturnare şi până la 5÷10 cm deasupra zonei filetate a şuruburilor de ancoraj.

II.8- Consideraţii privind exploatarea şifiabilitatea prinderii.

Prinderea structurii metalice în fundaţie prin intermediul şuruburilor deancoraj este fundamentală pentru corecta funcţionare a structurii. Din acestmotiv ruperea unuia sau mai multor şuruburi de ancoraj reprezintă o situaţie

excepţională şi trebuie evitată. Conform prevederilor legale în vigoare, şuruburilede ancoraj se dimensionează astfel încât starea de solicitare maxim posibilă sănu ducă la intrarea lor în curgere (sub această solicitare).

Pentru buna comportare în timp se iau măsuri de prestrângere aşuruburilor la montaj. După montaj, pe filetul şurubului, şaiba superioară, piuliţăşi contrapiuliţă se aplică mai multe straturi de vopsea. Perioada de garanţiepentru vopselele speciale anticorozive sunt în prezent în jur de 15 ani.

Zona bazei stâlpului este destul de afectată de suduri şi este vulnerabilăcoroziunii. Acest lucru este cu atât mai periculos cu cât atmosfera este maiputernic corozivă (cum este în cazul instalaţiilor ce degajă componente alesulfului sau care sunt amplasate în vecinătatea mării).

Soluţia cea mai bună pentru protecţia bazei stâlpilor este ca aceasta săfie înglobată în beton, durata de viaţă fiind astfel mult prelungită. În acest cazproblema coroziunii apare numai deasupra zonei de înglobare.

O urmărire atentă în timp a comportării bazei stâlpilor şi a şuruburilor deancoraj contribuie la o bună comportare pe toată durata de exploatare astructurii.

Repararea, ulterioară definitivării montajului, a defecţiunilor apărute lanivelul şuruburilor de ancoraj este dificilă şi costisitoare.

________



- 20 -

CAPITOLUL IIIANALIZA STĂRII DE EFORTURI

ÎN ŞURUBURILE DE ANCORAJ.

III.1- Alcătuirea şuruburilor de ancoraj.

Părţile componente comune tuturor şuruburilor de ancoraj sunt:(1) tija şurubului. Se confecţionează din oţeluri ce trebuie să îndeplinească

anumite condiţii minimale necesare satisfacerii cerinţelor de ductilitate, rezilienţă

şi duritate.(2) zona filetată. Se recomandă a avea o lungime minimă necesară

constructiv, dar care să permită asigurarea toleranţelor de execuţie şi montaj.(3) piuliţa. Se folosesc piuliţe înalte, cu grosimea minimă de 80% din diametrul

nominal al şurubului şi limitată superior la valoarea acestuia. Acestea seconfecţionează, în general, din oţeluri cu aceeaşi clasă de calitate cu a şurubuluide ancoraj acceptându-se însă şi o clasă inferioară.Atunci când capătul liber nu este înglobat în beton este necesară dispunerea uneicontrapiuliţe.

(4) şaiba. Se folosesc şaibe groase. Sunt confecţionate din oţeluri sudabile şicompatibile cu materialul plăcii de bază a elementului structural.

În afară de elementele comune descrise anterior alcătuirea şurubului deancoraj variază în funcţie de tipul de ancoraj ales. Tipul de ancoraj se alegefuncţie de grosimea de beton disponibilă (în care se va realiza ancorarea). Încazuri speciale, tipul de ancoraj poate fi ales şi pentru satisfacerea necesităţiiexistenţei unor toleranţe la montaj mari sau pentru a permite înlocuiereaşuruburilor de prindere.

În continuare sunt prezentate principalele tipuri de şuruburi de ancorajfolosite în practică: (conform lucrării [S 1])

- şuruburi cu ancoraj normal (prezentate la punctul III.1.1);- şuruburi cu ancoraj scurt (prezentate la punctul III.1.2) – cele mai folosite;- şuruburi de ancoraj cu cap ciocan (prezentate la punctul III.1.3).

III.1.1- Şuruburi cu ancoraj normal.

În cazul în care se dispune de lungimea de ancoraj necesară se recomandăfolosirea şuruburilor cu ancoraj normal, la care efortul de întindere se consideră

în mod acoperitor de către stas-urile româneşti în vigoare a fi preluat integralprin aderenţa între suprafaţa laterală a şurubului şi beton. La capătul din betonul



- 21 -

de fundaţie se prevede un cioc sau o placă sudată (cu dimensiunile notate îndesenul de mai jos şi intabulate în Anexa B).

Fig. 3-1. Şurub cu ancoraj normal.

III.1.2- Şuruburi cu ancoraj scurt şi placă de distribuţie.

Pentru a creşte suprafaţa laterală minim teoretic posibilă a conului decedare(def) şi implicit a reduce lungimea de înglobare necesară se folosescşuruburile cu ancoraj scurt şi placă de distribuţie. Acoperitor se consideră că

solicitarea se transmite prin forfecarea betonului de pe suprafaţa laterală aprismei cu baza definită de placa de distribuţie şi cu înălţimea dată de lungimeade ancoraj (vezi fig. 3-2, secţiunea b-b).

Şuruburile cu ancoraj scurt sunt cel mai des folosite în practică. Folosirealor permite ancorarea într-un bloc de fundaţie de dimensiuni mai mici, princomparaţie cu situaţia şuruburilor cu ancoraj normal. Din acest motiv, în general,soluţia de proiectare ce foloseşte acest tip de ancoraj este eficientă economic.

Se precizează că în cazul poziţionării şurubului în imediata vecinătate amarginii blocului de beton se poate dezvolta o suprafaţă de fractură înclinată ceintersectează limita laterală a volumului de beton. Acest mecanism de cedareduce la dezvoltarea unui efort capabil în şurubul de ancoraj inferior celui dincalculul uzual şi, implicit, la cedarea prematură. Standardele în vigoare permitpoziţionarea şurubului de ancoraj la o distanţă minimă de 50 mm de armăturaverticală din cuzinet.

Caracteristicile geometrice şi mecanice ale şuruburilor cu ancoraj scurt suntprecizate în Anexa B.



- 22 -

Fig. 3-2. Şurub cu ancoraj scurt şi placă de distribuţie.

III.1.3- Şuruburi de ancoraj cu cap ciocan.

Şuruburile de ancoraj cu cap ciocan, a căror alcătuire este descrisă în [8],permit o toleranţă mai mare la montaj şi, în cazul neumplerii cu beton a ţevii, pot

fi înlocuite după o perioadă de timp. La capătul inferior acestea prezintă oevazare ce face posibilă solidarizarea cu o placă de ancoraj prevăzută cu gaurăcorespunzătoare. Acest ansamblu este ancorat la capătul ciocan al şurubului prinintermediul plăcii de ancoraj ce transmite solicitarea unei ţevi înglobate pe olungime suficientă transmiterii efortului de întindere la beton.

Fig. 3-3. Şurub de ancoraj cu cap ciocan.



- 23 -

III.2- Transmiterea solicitării de la nivelulşurubului la fundaţie.

Lungimea de ancoraj(def) se calculează astfel încât cedarea să apară la

nivelul tijei oţelului, în mod ductil.Impunerea unei forme şi dimensiuni constructive a capătului inferior al

şuruburilor de ancoraj (capătul înglobat în beton) are ca scop evitarea cedăriiprin smulgere caracterizată prin zdrobirea betonului în contact cu capul înglobat.Acest fenomen ar apare în cazul unor rapoarte mici între dimensiunea cârligului(respectiv a plăcii de repartiţie) şi diametrul tijei şi ar duce la avansarea capuluicătre suprafaţa elementului. Adâncimea mare de înglobare, specifică şuruburilorde ancoraj, este un factor favorizant al acestui fenomen.

Dacă distanţa dintre şuruburile de ancoraj sau a acestora faţă de marginea

liberă ar fi prea mică (dimensiunea fundaţiei ar fi prea mică pentru numărul saudimensiunea buloanelor), conul de cedare nu s-ar putea forma integral, fiindprecedat de cedarea prin despicare a betonului fundaţiei.

În cazul respectării normelor, aferente, în vigoare se consideră căfenomenele de mai sus sunt evitate, ruperea în beton fiind caracterizată deformarea unei suprafeţe de fractură a cărei dezvoltare începe de la nivelul capuluişurubului şi se manifestă până la suprafaţa liberă a fundaţiei.

Lungimea de ancoraj este necesară preluării solicitării de întindere din tijă

prin tensiuni la nivelul betonului. Astfel, metodele de calcul depind deconsiderarea formei conului de cedare(def) , de aproximarea stării de eforturi înbeton şi de ipotezele privind rezistenţa de aderenţă(def) pe suprafaţa de cedareadmisă. Aceste metode sunt calibrate şi verificate pe baza rezultatelor empirice.

Teoria Mecanicii Ruperii(def) a dovedit că atributele betonului în zonele întinse deţin un rol dominant în analiza cedării la nivelul betonului simplu sauarmat. Încercările experimentale au dovedit o comportare neliniară a betonuluimai apropiată de modelul elastic-ideal plastic(def) . Modelul tradiţional elastic-fragil(def) conduce la o capacitate portantă cu caracter acoperitor.

Înglobarea în beton trebuie să asigure transmiterea întregului efortcapabil de întindere al şurubului. Acesta are loc prin fenomenul de aderenţăexistent între tija metalică şi beton, iar, în cazul existenţei unei plăci dedistribuţie (pentru şuruburile cu ancoraj scurt), prin forfecarea betonului.Rezistenţa de aderenţă de calcul, conform prevederilor STAS 10107/0-90 seobţine prin amplificarea cu un coeficient supraunitar a rezistenţei de calcul la

întindere a betonului. Aceasta ţine seama de condiţiile de aderenţă apreciate aavea loc (favorabile, defavorabile) şi de tipul solicitării (normale, severe). Se

consideră în mod acoperitor că această rezistenţă de aderenţă nu se manifestăpe o lungime de 7÷10 diametre în vecinătatea feţei superioare a betonului. Seajunge la o lungime de ancorare de aproximativ 50 de diametre ale şurubului.



- 24 -

III.3- Metode de calcul a întinderii din şuruburilede ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul desubturnare.

Metodele de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiuniimaxime pe betonul de subturnare prezentate în continuare folosesc următoarelenotaţii:

n – numărul şuruburilor de ancoraj ;b – lungimea plăcii de bază ;l – lăţimea plăcii de bază (vezi fig. 3-4);l 0 – distanţa de la axul şuruburilor întinse la latura opusă a plăcii de bază(vezi fig. 3-4);

N

–forţa axială de compresiune la baza elementului metalic ;M –momentul încovoietor la baza elementului metalic, corespunzător lui N ; A – aria plăcii de bază: bl A ⋅= (3.1)

W – modulul de rezistenţă al plăcii de bază:6

2lb

W ⋅

= (3.2)

(notaţiile existente în relaţia (3.2) sunt precizate anterior)N 1 – efortul de întindere maxim în şurub ;

)max(1

M N – efortul de întindere din încovoiere în şurubul cel mai solicitat ;

Rc – rezistenţa de calcul la compresiune a betonului ;Rb – efortul maxim admisibil în betonul de subturnare, la compresiune;

E a – modulul de elasticitate longitudinal al oţelului (Ea = 210000 N/mm2) ;E b – modulul de elasticitate longitudinal al betonului (Eb = 33000 N/mm2 pentru acţiuni de scurtă durată şi Eb = 11000 N/mm2 pentru acţiuni delungă durată,peste 24 ore) ;ne – coeficient de echivalenţă ( ne = Ea / Eb )

ne = 6.4 - pentru acţiuni de scurtă durată (sub 24 ore) ;ne = 19 - pentru acţiuni de lungă durată.

În general se adoptă pentru toate combinaţiile de încărcări ne=15.Metodele de calcul prezentate sunt recomandate de [S 1].

III.3.1- Metoda nr. 1 de calcul a întinderii din şuruburile de ancorajşi a presiunii maxime pe betonul de subturnare. (conf. lucrării [S 1])

Metoda curentă de proiectare, recomandat a fi folosită atunci când raportul

dintre ssssmin (întindere) şi ssssmax (compresiune) este cel mult 0.3, admite ipoteza că

secţiunea prinderii rămâne plană după deformaţie şi nu ţine cont de faptul că

oţelul şi betonul au module de elasticitate diferite. Astfel se obţine o distribuţieliniară a tensiunilor normale sub placa de bază.



- 25 -

Fig. 3-4. Diagrama de presiune şi notaţiile folosite pentru metoda nr.

1 şi pentru metoda nr. 2.

Valorile extreme se obţin din relaţiile:

W

M

A

N −−=maxσ (3.3)

W

M

A

N +−=minσ (3.4)

Se limitează presiunea efectivă maximă în beton: σσσσmax ≤ 0.6 Rc .

Rezultanta solicitării de întindere este preluată de şuruburi. Pentru un singurşurub, valoarea acesteia se obţine din condiţia echilibrului între acţiuni şireacţiuni, prin scrierea ecuaţiei de moment în raport cu centrul de greutate aleforturilor unitare de compresiune:

−⋅

−⋅−

=

32

32

01 xln

xl N M

N (3.5)



- 26 -

unde: l x ⋅+

=

minmax

max

σ σ

σ (3.6)

Se precizează că rezultanta întinderilor este preluată la nivelul tijei şuruburilorpoziţionate constructiv şi a căror poziţie nu corespunde cu centrul de greutate altensiunilor de întindere (a căror distribuţie a fost acceptată ca fiind liniară).

III.3.2- Metoda nr. 2 de calcul a întinderii din şuruburile de ancorajşi a presiunii maxime pe betonul de subturnare. (conf. lucrării [9])

Metoda de calcul acceptă o diagramă triunghiulară de presiuni a căror

valoare maximă se consideră a fi Rb, iar lăţimea zonei comprimate este x=aaaa·l0.

Celelalte notaţii sunt identice cu cele de la metoda prezentată la punctul III.3.1(vezi fig. 3-4).

Factorul aaaa rezultă din ecuaţia de moment faţă de poziţia şuruburilor întinse.

20 b

b Rbl N ⋅⋅⋅= α (3.7)

N N N ba −= (3.8)

03

122

20

0 =

−⋅⋅

⋅⋅−

−⋅+

α α b R

blll N M (3.9)

Notaţii:

−⋅+=

20

ll N M M a (3.10)

b

a

Rbl

M

r ⋅⋅

⋅= 2

0

2

0

21(3.11)

⇒

−⋅=

31

12

0

α α

r (3.12)

⇒ 20

325.25.1

r −−=α (3.13)

b N - rezultanta eforturilor de compresiune din beton ;

a N - rezultanta eforturilor de întindere din şuruburi.

Efortul de întindere într-un şurub se obţine prin împărţirea valorii obţinute Na la

numărul şuruburilor întinse.


În lucrarea [9] se propun formule de calcul diferite în funcţie de distribuţiapresiunilor pe beton.Această metodă foloseşte în plus următoarele notaţii:

At – aria secţiunii nominale totală a şuruburilor de ancoraj întinse (secţiune în

zonă lisă) ;F t – suma eforturilor de întindere în toate şuruburile de ancoraj ; pm – tensiunea de compresiune maximă pe beton la marginea plăcii de bază



- 27 -

d t – distanţa de la axele şuruburilor întinse la axa după care acţionează vectorulmoment ;d 1 – distanţa de la axele şuruburilor din zona comprimată la marginea plăcii de

bază.Se analizează cazul particular în care solicitarea de compresiune cu moment

încovoietor determină o presiune nulă în dreptul tijei unui şurub. Aceasta

necesită o lăţime a zonei comprimate cel puţin egală cu l 0 .

Fig. 3-5. Cazul particular în care diagrama de presiune este

triunghiulară, fără a apare întindere în şuruburi.

În acest caz se admite că efortul în tije este nul (Ft=0) iar lăţimea zoneicomprimate este egală cu h p . Prin scrierea condiţiilor de echilibru se poatedetermina, în funcţie de dimensiunile plăcii şi valoarea momentului încovoietor,compresiunea maximă în stâlp pentru care apare întindere la nivelul tijeişuruburilor. Ecuaţia de moment se obţine prin exprimarea echilibrului în raport cucentrul de greutate al plăcii de bază.

p

p

t m bh

d p N ⋅

+⋅⋅=

221 (3.14)

+⋅−⋅⋅

+⋅⋅=

231

2221 p

t

p

p

p

t m

hd

hb

hd p M (3.15)

⇒ t p d h

M N

−

⋅=

3max (3.16)

Pentru N≥Nmax nu apar întinderi în şuruburi. Lăţimea zonei comprimateeste egală cu lăţimea piesei (y0=hp), iar diagrama presiunilor în beton se acceptăca fiind trapezoidală.

Fig. 3-6. Cazul în care apare presiune la nivelul betonului pe întreaga

lăţime a plăcii.



- 28 -

Notându-se presiunea minimă ssssb,min=pm’ , presiunea maximă ssssb,max=pm şi

scriindu-se condiţiile de echilibru echivalente situaţiei anterior prezentate sepoate obţine valoarea presiunii maxime.

p pmm bh

p p N ⋅⋅

+=

2

'(3.17)

( ) 12'

2

p pmm hb p p M

⋅⋅−= (3.18)

⇒ 2max

6

p p

p

mhb

h N M p

⋅

⋅+⋅==σ (3.19)

Pentru N<Nmax se notează cu y0 lăţimea zonei comprimate (vezi fig. 3-7).

Fig. 3-7. Diagrama de presiune şi notaţiile folosite pentru metoda 3.

Se scriu ecuaţiile de echilibru de moment în raport centrul de greutate aleforturilor unitare de compresiune, respectiv în raport cu axa şuruburilor întinsedeterminându-se valorile căutate ca funcţie de lăţimea zonei comprimate.

3 / 2 /

3 / 2 /

0

0

yhd

yh N M F

pt

p

t −+

−⋅−= (3.20)

( ))3 / 2 / (

2

00 yhd yb

d N M p

pt p

t m

−+⋅⋅

⋅+⋅= (3.21)



- 29 -

Se acceptă poziţionarea axei neutre funcţie de dimensiunile elementelorcomponente ale prinderii şi de natura acţiunilor ce conduc la solicitarea de

încovoiere cu efort axial.

−+⋅⋅

⋅+⋅

⋅= 1)2(10 pt

t e

p

p

t e hd An

b

b

An y (3.22)

Supraestimarea în limite ponderate a coeficientului de echivalenţă (ne) duce lacreşterea gradului de siguranţă al prinderii. Aceasta determină creşterea efortuluide dimensionare a şuruburilor de ancoraj şi o scădere a presiunii teoreticemaxime în beton.

În cazul în care lăţimea zonei comprimate este suficient de mică pentru aapare întindere sub efectul solicitării considerate (compresiune cu încovoieremonoaxială) în ambele secţiuni verticale determinate de tijele şuruburilor (y0<d1)se acceptă folosirea acoperitoare a relaţiilor de mai sus.


Metoda propusă în lucrarea [S 15] foloseşte notaţiile din figura 3-8.Astfel apar notaţiile suplimentare:

a – distanţa între axul şurubului întins şi axul stâlpului ;l 0 – distanţa între axul şurubului întins şi marginea din zona comprimată a

plăcii de bază ; At – aria secţiunii nominale totală a şuruburilor de ancoraj întinse (secţiune în

zonă lisă) ; Ab = b ∙l 0 (3.23)

Lăţimea zonei comprimate este: x=xxxx·l0 (3.24)

bσ - efortul de compresiune maxim din beton.



- 30 -

Fig. 3-8. Diagrama de presiune şi notaţiile folosite pentru metoda 4.

Prin scrierea ecuaţiilor de moment în raport cu centrul de greutate aldiagramei presiunilor şi folosirea de aproximări succesive în sensul siguranţei s-adeterminat relaţia efortului de întindere în şuruburi:

Formula de calcul:

−

−⋅−⋅

−=

00 33

33

l

a N

l

M N a

ξ

ξ (3.25)

Prin scrierea ecuaţiei de moment în raport cu tija şuruburilor întinse şi folosindaproximări succesive în sensul siguranţei s-a determinat relaţia tensiunii maximede compresiune în beton.

Formula de calcul:( ) 0

00

3

6

lb

l

a N

l

M

b⋅⋅−⋅

⋅+⋅

=ξ ξ

σ (3.26)

S-a exprimat printr-o ecuaţie unică condiţia impusă de ipoteza secţiunilor planesub solicitări în domeniu elastic, ţinându-se cont de caracteristicile elastice

diferite ale oţelului şi betonului:

ξ

ξ σ

−=⋅

⋅

1b

a

a

bt

E

E

N

A(3.27)



- 31 -

Această relaţie a fost obţinută prin prelucrarea sistemului de ecuaţii:

ξ

ξ

ξ

ξ

ε

ε

−=

⋅−

⋅=

100

0

ll

l

a

b (3.28)

bbb E ⋅=σ ε (3.29)

b

t

aa E

A

N ⋅=ε (3.30)

S-au adăugat 2 ecuaţii de echilibru: N N N ab += (3.31)

⋅=⋅+ b N a N M

⋅−

30ll

ξ (3.32)

Prin prelucrarea celor 3 ecuaţii având ca necunoscute ξ , bσ şi Na se poate reduce

prin înlocuire sistemul la o ecuaţie:

( )

−⋅=⋅−⋅+⋅ 1

1132

ξ

γ ξ α ξ α (3.33)

unde: M a N

l N

+⋅

⋅=

0α (3.34)

bb

t a

A E

A E

⋅

⋅⋅= 6γ (3.35)

Aceasta permite determinarea necunoscutei ξ , a cărei cunoaştere este suficientă

şi necesară pentru determinarea necunoscutelor Na şibσ din relaţiile de calcul

(3.25), respectiv (3.26).

Analizând rezultatele obţinute la calculul întinderii din şuruburile deancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare prin cele 4 metode (vezipunctele III.3.1÷III.3.4), se consideră că diferenţele dintre ele ies din domeniulacceptabilului (pentru exemplificare numerică, vezi aplicaţia din subcapitolulIV.3).

Pe aceste considerente, se poate stabili o metodă combinată între 1 şi 2care să îmbunătăţească precizia de calcul.

Metoda propusă constă în determinarea presiunii maxime pe beton

considerând o secţiune omogenă de beton cu dimensiunile plăcii de bază, supusăla compresiune şi încovoiere (conform metodei 1). Presiunea maximă pe betonastfel determinată este considerată în calculul întinderii în şuruburile de ancoraj,conform metodei 2 (singura metodă cu acoperire legală, unica metodă existentă

în STAS 10108/0-78).În cazul structurilor importante, se recomandă aplicarea a toate cele 4

metode la dimensionare, pentru a plasa în condiţii de siguranţă prindereaelementelor metalice componente în fundaţie.

O exemplificare numerică comparativă între cele 4 metode de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul desubturnare este făcută în subcapitolul IV.3.



- 32 -

III.4- Verificarea prin calcul a secţiuniişuruburilor de ancoraj.

III.4.1- Grupările de încărcări ce duc la dimensionarea şuruburilorde ancoraj.

În cazul şuruburilor de ancoraj, solicitarea de dimensionare este cauzată de încărcările orizontale pe structură (exemplu: vânt, seism, acţiunea podurilorrulante). Echivalent formulat, dimensionarea şuruburilor de ancoraj , conformlucrării [S 1], se obţine din gruparea ce determină momentul încovoietormaxim sau din gruparea ce determină forţa axială minimă în prindereastâlpului metalic de fundaţie. La nivelul ancorajului nu se acceptă incursiuni îndomeniul plastic, dimensionarea făcându-se în mod obligatoriu la solicităricorespunzătoare unui răspuns elastic al structurii. Mai mult, datorită incertitudinii

comportării locale, se adoptă coeficienţi ai condiţiilor de lucru ce aduc reduceriimportante ale rezistenţei de calcul a materialului.În cazul conformării prinderii ca încastrată după ambele direcţii se studiazăgrupările ce conduc la valori mari ale momentelor de încovoiere după ambeledirecţii de solicitare.

Dacă rezolvarea constructivă nu permite preluarea forţei tăietoare în altmod, şuruburile de ancoraj vor prelua şi această solicitare. Acest caz necesităconsiderarea suplimentară a grupării ce conduce la forţa tăietoare maximă,mărind numărul cazurilor defavorabile de solicitare ale bazei elementului metalic.

Şuruburile de ancoraj se dimensionează la gruparea de încărcări cea maidefavorabilă. Astfel dimensionarea se face, de obicei, la gruparea ce includeacţiunea seismică, în conformitate cu cerinţele normativului P100-1/2006.

Astfel, eforturile secţionale de la baza stâlpului se determină cu formula:

E F ovGF d F E E E ,,, 1.1 ⋅Ω⋅⋅+= γ (3.36)

d F E , - efortul total de calcul la baza stâlpului, ce include şi acţiunea seismului ;

GF E , - efortul secţional din acţiunile neseismice conţinute în gruparea de

încărcări; E F

E , - efortul secţional ce rezultă numai din acţiunea seismică ;

ovγ - factor de amplificare a limitei de curgere a materialului (suprarezistenţa):

25.1=ovγ (3.37)

Ω - factor de multiplicare al eforturilor ( E ld M , , E ld V , ), pentru proiectarea

elementelor structurale nedisipative.

i Ed

i Rd pl

M

M

,

,,=Ω (3.38)

i Rd pl M ,, - momentul plastic, la baza stâlpului ;

i Ed M , - momentul efectiv, din gruparea ce conţine seismul.



- 33 -

Conform formulei de mai sus, eforturile provenite din seism sunt amplificate cuvaloarea

E F ovE ,1.1 ⋅Ω⋅⋅γ , acest coeficient fiind limitat superior la situaţia

răspunsului integral în domeniu elastic a structurii:q E

E F ov <⋅Ω⋅⋅ ,1.1 γ (3.33)

q - factorul de comportare la seism al structurii (factor de reducere a forţei

seismice).Detaliul de alcătuire a bazei stâlpului (pentru prezentare vezi capitolul 2)

are o importanţă deosebită la buna comportare în timp a şuruburilor de ancoraj.Normativul P100-1/2006 recomandă ca “transmiterea forţelor orizontale de

la nivelul suprastructurii să nu se realizeze prin intermediul şuruburilor deancoraj”. Trebuie precizat că, în marea majoritate a cazurilor, forţa tăietoare estepreluată prin frecarea dintre placa de bază şi beton.

III.5- Particularităţile de calcul ale şuruburilor deancoraj în cazul elementelor metalice desecţiune circulară tubulară de diametru mare.

Particularităţile acestor elemente structurale la nivelul conformării prinderii în fundaţie este adusă de secţiunea circulară. Astfel, placa de bază estereprezentată de o coroană circulară sau sub formă de disc realizată din tablăgroasă. Dimensiunile acesteia trebuie să asigure o presiune la nivelul betonului

de subturnare inferioară limitei admise (Rb, descrisă în subcapitolul III.4).



- 34 -

Fig. 3-9. Diagrama de presiune şi notaţiile folosite pentru calculul prinderii cu blocul fundaţie al elementelor a căror placă de bază este

reprezentată de o coroană circulară.



- 35 -

N unit – efortul de întindere într-un şurub teoretic situat la distanţa unitate de axa

neutră a încovoierii ;N i – efortul de întindere într-un şurub (şurubul „i”) ;d i – braţul de pârghie al şurubului „i” pentru solicitarea considerată ;M – momentul de încovoiere al prinderii ;

FFFF – diametrul cercului de poziţionare a şuruburilor pe secţiune ;

n – numărul de şuruburi de ancoraj ;

aaaa – unghiul la centru al arcului determinat de axa de poziţionare a două

şuruburi consecutive ;

aaaai – unghiul ce permite definirea poziţiei şurubului „i” faţă axa perpendiculară

pe vectorul moment al solicitării şi faţă de centrul secţiunii (aaaai=0÷90 grade) ;

Dint - diametrul interior al flanşei circulare ce reprezintă placa de bază ;

Dext - diametrul exterior al flanşei circulare ce reprezintă placa de bază ;ng – numărul găurilor corespunzătoare şuruburilor în placa de bază ;d g – diamentrul găurilor pentru şuruburi din placa de bază.

III.5.1- Metoda nr. 1 de calcul a întinderii din şuruburile de ancorajşi a presiunii maxime pe betonul de subturnare, în cazulelementelor metalice de secţiune circulară tubulară de diametrumare.

Metoda de calcul propusă de [S 1] acceptă ipoteza secţiunilor plane şi nuţine cont de faptul că oţelul şi betonul au module de elasticitate diferite. Eforturilesecţionale considerate sunt reprezentate de încovoiere monoaxială şi decompresiune. În raport cu solicitarea de încovoiere axa neutră este identică cuaxa de simetrie. Dispunerea în secţiune a şuruburilor este uniformă (definită deunghiuri la centru, de valoare aaaa, egale) şi solicitarea este direct proporţională cu

alungirea în tijă (vezi fig. 3-9, Metoda 1):

iunit i d N N ⋅= (3.47)

∑ ⋅=⋅

2 /

1

)(21 n

ii d N M (3.48)

)cos(2 iid α ⋅Φ

= (3.49)

[ ]∑⋅⋅

Φ⋅=⋅

4 /

1

22

)(cos222

1 n

iunit N M α

⇒

[ ]∑⋅Φ

= 4 /

1

22 )(cosn

i

unit

M N

α

(3.50)

Efortul de dimensionare al şuruburilor de ancoraj este:



- 36 -

n

N

n

M N −

Φ⋅

⋅=

4max1 (3.54)

Presiunea maximă pe betonul de subturnare este:

( )+

⋅−−⋅

⋅== 22

int2max

4

gext

bd n D D

N

π σ σ

( )

⋅⋅−⋅−−⋅

⋅⋅

∑n

iggext

ext

yd d n D D

D M

1

2244int

4 16

32

π

(3.63)

Se limitează presiunea efectivă: bb R≤σ cb R R ⋅= 6.0 (3.64) Rc – rezistenţa de calcul la compresiune a betonului ;y i – coordonata găurii în placa de bază corespunzătoare şurubului „i”.

Pentru calculul aportului adus de momentul încovoietor,n

M N

M

⋅Φ

⋅=

4)max(1 , se

poate folosi următorul algoritm:

M N M ⋅= β )max(

1 (3.73))max(

1

M

N - întinderea în şurubul cel mai solicitat determinată de momentul încovoietor ;

bbbb- coeficient preluat din tabelul 3-1, măsurat în m-1 (Φ⋅

=n

4 β ) ;

M – momentul încovoietor ce se dezvoltă la baza elementului.

Tabel 3-1. Valorile coeficientului b bb b funcţie de diametrul cercului de

poziţionare a şuruburilor pe secţiune ( F FF F ) şi de numărul de şuruburi de

ancoraj (n).

n

FFFF(m)4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52

1.00 – 0.500 – – – – – – – – – – –1.50 – – 0.223 – – – – – – – – – –2.00 – – 0.167 0.125 – – – – – – – – –2.50 – – – 0.100 0.080 – – – – – – – –3.00 – – – – 0.067 0.056 – – – – – – –3.50 – – – – – 0.048 0.041 – – – – – –4.00 – – – – – 0.042 0.036 0.032 – – – – –4.50 – – – – – – 0.032 0.028 0.025 – – – –5.00 – – – – – – – 0.025 0.023 0.020 – – –5.50 – – – – – – – – 0.021 0.019 0.017 – –6.00 – – – – – – – – 0.019 0.017 0.016 0.014 –

bbbb- coeficient ce se poate folosi la dimensionarea şuruburilor de ancoraj ale

elementelor structurale a căror placă de bază este reprezentată de o flanşăinelară. Se măsoară în m-1.

Φ⋅=

n

4 β

n - numărul de şuruburi de ancoraj ;



- 37 -

F FF F - diametrul cercului de poziţionare a şuruburilor pe secţiune (vezi fig. 3-9).

Valorile coeficientului bbbb corespund unui număr de şuruburi (n) a căror

dispunere respectă distanţele întâlnite în practică dintre şuruburile de ancoraj.Soluţia aleasă trebuie să respecte distanţele minime (pentru realizareaconstructivă) şi maxime recomandate, prezentate la punctul II.6.2.

III.6- Influenţa solicitărilor mecanice a prinderii în fundaţie asupra tensiunilor din şurubul deancoraj.

III.6.3- Considerarea caracterului solicitării mecanice.III.6.3.1- Considerarea caracterului dinamic prin şoc al solicitării

mecanice.

Dimensionarea şuruburilor de ancoraj la o solicitare de întindere centricăprin şoc se poate face cu relaţia:

cnec R

P A

⋅=

2(3.104)

Anec – aria necesară, în zona de transmitere a solicitării, a şurubului de ancoraj;P – valoarea maximă a întinderii centrice ce acţionează brusc asupra şurubului;Rc – rezistenţa de calcul a şurubului.

III.6.3.2- Considerarea caracterului pulsatoriu al solicitării mecanice.

Şuruburile de ancoraj sunt elemente la care, în cazul transmiterii forţeităietoare la fundaţie prin folosirea altor elemente, solicitarea la nivelul tijei estede întindere centrică. Caracterul încărcărilor ce acţionează asupra structurii(static, dinamic, variabil ondulant sau alternant) se regăseşte şi la nivelulsolicitării de întindere a şuruburilor, cu precizarea că la nivelul acestora nu potapare alternanţe de semn ale efortului axial. Astfel, oscilaţiile produse de vânt,vibraţiile determinate de utilaje tehnologice sau orice altă încărcare variabilă

cauzează apariţia fenomenului de oboseală. Fenomenul de oboseală esteprocesul de iniţiere şi propagare a uneia sau mai multor fisuri, ca rezultat alaplicării repetate a unei solicitări. Constă în scăderea rezistenţei metalului supussolicitărilor sau deformaţiilor repetate de un număr mare de ori. Un caz particularal solicitărilor repetate este şi cel al vibraţiilor.

III.8- Defecţiuni curente. Consecinţele lor.Remedieri.

Defectele curente la montaj (prezentate în lucrarea [S 1]) ce apar la nivelulşuruburilor de ancoraj ale structurilor mecanice sunt:



- 38 -

necorespondenţa între poziţia şurubului de ancoraj şi poziţia găuriicorespunzătoare din placa de bază ; deteriorarea filetului şuruburilor de ancoraj, acolo unde nu s-a folositprotectoare la montaj pentru acestea ; lipsa şaibelor groase, la şuruburile de ancoraj care au prevăzute casete.

Fiecărei situaţii mai sus precizate îi corespunde o metodă de corecţieeficientă. În lipsa aplicării metodei respective sau prin ignorarea defecţiunilorapar următoarele consecinţe negative: Prin forţarea pătrunderii tijei şurubului în găurile iniţiale realizate în placade bază (practic posibilă numai în cazul unor abateri superioare celor admisibile,dar sensibil apropiate ca valoare) se obţine o deteriorare a filetului. Pentru apreveni o posibilă astfel de deteriorare la montaj filetul este acoperit cu unprotector. Forţarea tijei pentru a intra în gaura plăcii de bază duce la apariţiaunui efort de încovoiere în tijă. Aceasta determină pe primele 7÷10 diametre de

înglobare, tensiuni suplimentare în beton. În cazul aplicării de şocuri mecanicepentru a fi adusă tija la poziţie, deteriorarea filetului va duce laimposibilitatea montării piuliţei de strângere. În orice caz, astfel de solicităriprin şoc importante determină pierderea aderenţei tijă-beton pe o lungimesemnificativă. Se interzice cu desăvârşire forţarea tijei şurubului în cazulnepotrivirii poziţiei prin găurile plăcii de bază. Forţarea avansării piuliţei pe un filet deteriorat duce la deteriorareasuplimentară a acestuia şi afectarea semnificativă a filetului interior al piuliţei.

Blocarea într-o poziţie intermediară a piuliţei este foarte probabilă. Lipsa şaibei groase sudate de placa de bază face ca transmiterea forţeităietoare prin intermediul şuruburilor de ancoraj să se facă într-un mod defectuosşi foarte periculos. Intrarea în lucru a şuruburilor se face la momente diferite(succesiv, funcţie de distanţa dintre tija şurubului şi peretele găurii din placa dabază), solicitarea maximă a şurubului fiind mai mare celei estimate prin calcul.Imposibilitatea asigurării contactului dintre tija şurubului şi placa de bază (simpluşi integral realizat prin intermediul dispunerii şaibelor groase) crează premizeleapariţiei unei potenţiale solicitări prin şoc cauzată de forţa tăietoare. În acest cazapare o solicitare dinamică importantă.Dispunerea şaibei groase de la nivelul plăcii de bază este obligatorie. În cazulomiterii sale în faza de proiectare sau execuţie există metodă de remediere adefectului (se aplică ulterior semişaibe ce se sudează între ele şi de placa debază).

Remedierea defectelor mai sus precizate este obligatorie şi se faceprin aplicarea următoarelor procedee:

se corectează găurile din placa de bază care nu corespund poziţieişuruburilor de ancoraj prin supralărgire cu aparatul de sudură ; deteriorarea filetului care face imposibilă montarea piuliţelor şi chiar a şaibelorgroase se remediază prin corectarea filetelor cu filiere manuale şi folosirea



- 39 -

obligatorie a piuliţelor înalte (piuliţe cu înălţimea egală cu diametrul şurubului deancoraj) ; şaibele groase care nu au fost introduse în timpul montajului (ce trebuiemontate obligatoriu deasupra plăcii de bază), la bazele pentru elementestructurale care au casete, se vor realiza utilizând câte două semişaibegroase. Acestea se vor suda între ele şi de placă.

Defectele locale şi cauzele lor, ce pot apare la nivelul spirelor filetuluiexterior al şurubului de ancoraj şi filetului interior ale piuliţei suntprezentate la punctul III.9.3 (defecte întâlnite în cadrul ramurilor industriale încare se folosesc frecvent îmbinări filetate).

III.9- Analiza zonei filetate a şuruburilor deancoraj.

III.9.4- Verificări de rezistenţă în zona filetată solicitată static.

(4) Verificarea filetului. (conform 3.30)

Solicitarea filetului este semnificativ afectată de repartizarea sarcinii pespirele filetului. Încărcarea neuniformă a filetului se manifestă prin concentrări desarcini pe primele spire filetate (cele mai apropiate de piesele îmbinate).

Fig. 3-26. Distribuţia neuniformă a solicitării pe filetului piuliţei. 3.31

În cazul piuliţelor obişnuite modul de transmitere al încărcării între filetelecuplei tribologice se face în procentele prezentate în figura 3-27, unde numerele1÷6 reprezintă numărul de spire de filet ale şurubului şi piuliţei aflate în contact,prima fiind cea mai apropiată de piesele îmbinate.



- 40 -

Fig. 3-27. Transmiterea efortului de la filetul şurubului la filetul

piuliţei. 3.32

Încercările experimentale au dovedit o mai bună comportare, prin tendinţade uniformizare a încărcărilor pe fiecare spiră, în cazul piuliţei de degajare (vezifig. 3-28) faţă de una obişnuită.

Fig. 3-28. Piuliţă de degajare (permite uniformizarea încărcării pe

spirele filetului). 3.33

„Reducerea neuniformităţii repartiţiei apare şi în cazul piuliţelor cu filetconic şi a celor cu inserţii elicoidale din sârmă de arc.” (3.34)În domeniul construcţiilor civile şi industriale nici unul din tipurile de piuliţe

anterior prezentate, ce permit uniformizarea repartiţiei, nu este acceptat.

III.11- Notarea în proiectare a şurubului deancoraj.

Pe planurile proiectelor tehnice de construcţii metalice şuruburile de ancorajse notează convenţional în modul prezentat mai jos.

Exemplu: M24 – gr. 4.6 - 4k - l=800 mmSemnificaţia notaţiilor din exemplu:

„M” – filetul şurubului de ancoraj este de tip metric ; „24” – diametrul brut al şurubului (al tijei şurubului) este de 24 mm ; „gr. 4.6” – grupa de rezistenţă în care se încadrează materialul şurubului:

4 – rezistenţa la rupere este: 4001004 =⋅== r m R σ N/mm2 ;

4.6 – efortul de intrare în curgere: 2401064 =⋅⋅== cc R σ N/mm2.

„4k” – gradul de calmare (ce tip de tratament termic) a fost aplicat şurubului ; „l=800 mm” – lungimea tijei şurubului de ancoraj este de 800 mm.

Restul dimensiunilor caracteristice ale şuruburilor de ancoraj, indiferent detipul lor (pentru prezentare vezi subcapitolul III.1), se trec în desenul proiectuluitehnic: lungimea de ancorare, lungimea filetată, dimensiunile şaibei inferioare şisuperioare, dimensiunile celor două piuliţe.

_______



- 41 -

CAPITOLUL IVSTADIUL ACTUAL

AL CUNOAŞTERII COMPORTĂRII

ŞI METODELOR DE CALCULALE ŞURUBURILOR DE ANCORAJ.

IV.2- Prezentarea metodei de dimensionare şiverificare. (în cazul prinderii încastrate în fundaţie astâlpilor metalici)

Descrierea modurilor uzuale de prindere ale elementelor metalice înfundaţie este făcută în subcapitolul II.1 .

În acest subcapitol vor fi prezentate dimensiunile uzuale, etapele şialgoritmul de calcul al prinderii încastrate în fundaţie a stâlpilor metalici.Reprezentarea grafică este făcută în fig. 2-5. Măsurile constructive şirecomandările pentru această prindere au fost descrise la punctul II.6.1 .Prevederile specifice prinderii articulate sunt tratate în subcapitolul II.3, iardimensionarea acestei prinderi se face în conformitate cu algoritmul de mai jos,cu diferenţa că momentul încovoietor în prindere este nul. (prezentat într-oformă asemănătoare în 4.1)

IV.2.1- Placa de bază. (dimensiuni plane)

Pentru calculul efortului maxim de compresiune în betonul de subturnare şia solicitării de întindere în şurubul de ancoraj cel mai solicitat este necesarăcunoaşterea dimensiunilor plăcii de bază.



- 42 -

Fig. 4-1. Reprezentarea schematică1 pentru definirea notaţiilor

folosite în calculul plăcii de bază.

În general se impune lăţimea plăcii de bază, conform relaţiei 4.1.

ctr bt b B ⋅+⋅+= 22 (4.1)

b – lăţimea profilului stâlpului metalic ;t tr – grosimea traverselor prinderii (uzual: t tr =10÷15 mm 4.2 ) ;bc – lăţimea plăcii de bază aflată în consolă (uzual: bc =60÷100 mm 4.2 ).

- variază în funcţie de modul de prindere şi dimensiunea şuruburilor deancoraj.

h – înălţimea profilului stâlpului metalic ;hc2 – lungimea plăcii de bază aflată în consolă (supusă presiunilor din betonul

de subturnare şi, eventual, efortului din prestrângerea şuruburilor de ancoraj).Se consideră în ecuaţia uzuală2 de determinare a efortului maxim de

compresiune în betonul de subturnare situaţia limită: cbb

R R ⋅=== 5.0maxmax σ σ (4.2)

Rc – rezistenţa de calcul la compresiune a betonului de subturnare.Din relaţia obţinută se poate determina lungimea necesară a plăcii de bază,adoptându-se o valoare superioară, multiplu de 5 mm.

În cazul stâlpilor puternic solicitaţi se recomandă ca la calcul plăcii de bazăşi şuruburilor de ancoraj să se ţină cont de faptul că oţelul şi betonul au modulede elasticitate diferite3.

Pentru a se permite o eventuală corectare a erorilor de betonare sautrasare se recomandă ca găurile din placa de bază realizate pentru trecerea

tijei şuruburilor de ancoraj (de diametru -d ) să aibă diametrul: FFFF=d+(10÷30)

mm. Se precizează că în cazul folosirii şuruburilor de ancoraj cap ciocan4, datorităposibilităţii de compensare a abaterilor de montaj a poziţiei în plan, se pot realizagăuri de diametre mai mici.

Pentru a permite expulzarea aerului şi pentru a asigura o completăinjectare a betonului de subturnare se realizează în placa de bază găuri5 cu

FFFF=50 mm (pentru dispunere, vezi fig. 4-6).

IV.2.2- Tija şurubului de ancoraj.

În faza iniţială a calcului se poate aproxima distanţa de la marginea plăciide bază până la axa şuruburilor de ancoraj întinse la 80÷100 mm.

1 Pentru reprezentarea grafică detaliată a prinderii încastrate în fundaţie a unui element structural metalic (profil de tipHEB) vezi fig. 2-5.2 Pentru prezentarea ecuaţiei uzuale de determinare a efortului maxim de compresiune în betonul de subturnare vezi punctulIII.3.1.3 Pentru descrierea metodelor de calcul ce ţin cont de diferenţa dintre modulul de elesticitate al oţelului şi al betonului vezipunctele III.3.3 şi III.3.4.4 Pentru descrierea şuruburilor de ancoraj cu cap ciocan vezi punctul III.1.3.5 Pentru reprezentarea grafică a poziţie găurilor din placa de bază pentru expulzarea golurilor de aer la injectarea betonuluivezi fig. 2-5.



- 43 -

Dimensionarea diametrului tijei şuruburilor de ancoraj se face prin folosireaalgoritmilor de calcul prezentaţi în subcapitolul III.3. Adoptarea lungimii zoneifiletate, lungimii de ancoraj, piuliţei şi contrapiuliţei sunt prezentate lasubpunctul II.6.1. Determinarea grosimii şaibei inferioare se face conformrecomandărilor de la subpunctul III.6.1.2 , iar grosimea şaibei superioare înconformitate cu precizările de la punctul II.6.1 .

IV.2.3- Traversele.

Se precizează că pentru bazele stâlpilor secundari, slab solicitaţi, traverselepot să lipsească. Asigurarea lungimii de deformare liberă este obligatorie şi serealizează tehnic, în mod curent, cu ajutorul pieselor descrise în subcapitolul II.1.În celelalte cazuri este necesară dispunerea traverselor (vezi fig. 4-1), ce suntuzual realizate din platbande. Se întâlnesc construcţii existente a căror traverse

sunt realizate din profile [[[[ sau au secţiune compusă.

Dimensionarea traverselor stâlpului (prezentată în 4.3) rezultă dinurmătoarele condiţii:

(1) Prinderea traverselor de stâlp trebuie să fie capabilă să transmită întreagasolicitare a capătului inferior al stâlpului (N, M). Pentru cazul din fig. 4-1,

înălţimea traversei trebuie să respecte relaţia:

( ) )()(24 M

tr

N

tr fsstr N N Rah +≥⋅⋅−⋅ (4.3)

4 – numărul cordoanelor de sudură ce preiau solicitarea ;h

tr – înălţimea traversei (=lungimea cordoanelor de sudură) ;

as – grosimea cordoanelor de sudură ;Rfs – rezistenţa de calcul la forfecare a cordonului de sudură în relief ;

2)( N

N N

tr = (4.4)

)( N

tr N –efortul în traversă apărut datorită forţei de compresiune axială a stâlpului;

h

M N M

tr =)( (4.5)

)( M

tr N – efortul în traversă apărut datorită momentului încovoietor după axa tare

a stâlpului (M ), direcţie după care prinderea este încastrată ;

t i t hh += (4.6)

hi – înălţimea inimii secţiunii stâlpului ;t t – grosimea tălpii secţiunii stâlpului (vezi fig. 4-1).

(2) Traversele şi prinderea acestora de stâlp trebuie să fie capabile a transmiteefectul de consolă ce apare în placa de bază, efect prezentat în paragrafulurmător.

Reacţiunea din betonul de subturnare induce un moment de încovoiere înplaca de bază, fibra întinsă fiind situată la faţa inferioară. Efortul de întindere înşuruburile de ancoraj determină o încovoiere a plăcii de bază, fibra întinsă fiindsituată la faţa superioară. Cum prinderea plăcii de bază şi traverselor formează



- 44 -

un tot unitar, momentul din placa de bază solicită şi secţiunea traversei, iar, lacontactul cu stâlpul, solicită sudurile traversei de stâlp (Pentru reprezentare vezifig. 2-5).

Este necesar ca traversa să poată prelua în condiţii de siguranţă încovoierea la care este supusă placa de bază. Placa de bază este rezemată pemediul elasto-plastic omogen reprezentat de betonul de subturnare. În cazul unei

traverse dreptunghiulare secţiunea cea mai periculoasă este secţiunea verticalăla contactul cu stâlpul, în imediata vecinătate a sudurilor verticale (vezi fig. 2-5).

Trebuie respectată condiţia:

RW

M

tr

tr ≤ (4.7)

M tr – momentul încovoietor transmis unei traverse ;W tr – modulul de rezistenţă al unei traverse ;R – rezistenţa de calcul oţelului din care este alcătuită traversa.

tr

pbtr

n M M = (4.8)

M pb – momentul de încovoiere (în secţiunea considerată) al plăcii de bază.- se consideră integral transmis traverselor ;

ntr – numărul traverselor ce preiau fenomenul de consolă al plăcii de bază perespectiva direcţie.

( ))2()1( ,max pb pb pb M M M = (4.9)

Lc

M b pb ⋅

⋅=

2

2max)1( σ

(4.10)

ss pb T d n M ⋅⋅=)2( (4.11)

maxbσ - tensiunea maximă de compresiune în beton ;

c – lungimea pe care placa de bază se află în consolă, în zona comprimată(c =hc2 , vezi fig. 4-1) ;

L – dimensiunea plăcii de bază pe care se manifestă fenomenul de consolă (semăsoară perpendicular pe distanţa c ) ;

ns – numărul şuruburilor a căror tracţiune determină efectul de consolă al plăcii

de bază ;d – distanţa între axa şuruburilor întinse şi secţiunea de calcul ;T s – efortul capabil de întindere al şuruburilor de ancoraj.

În cazul pretensionării şuruburilor apar ambele momente încovoietoare

( )1( pb M şi )2(

pb M ), pretensionarea reducând încovoierea provocată de reacţiunea din

betonul de subturnare. Este necesară contarea cu prudenţă pe efectul favorabil alpretensionării, datorită faptului că, în orice element metalic supus unei solicităriconstante prelungite, în timp apare fenomenul de relaxare, ce conduce la

reducerea stării de tensiune din prestrângere.

6

2tr tr

tr

t hW

⋅= (4.12)



- 45 -

W tr – modulul de rezistenţă al unei traverse (în secţiune verticală) ;htr – înălţimea traversei în secţiune verticală ;t tr – grosimea traversei.

Punând condiţia: RW

M

tr

tr ≤ şi cunoscând înălţimea traversei (htr ) se

determină grosimea necesară a acesteia (t tr ). Se impune constructiv grosimea

minimă de 10 mm.Se precizează că folosirea algoritmului de calcul anterior prezentat are un

caracter acoperitor, situaţia reală1, conducând la valori ale reacţiunii în betonulde subturnare mai mari decât cele estimate în vecinătatea secţiunii stâlpului şimai reduse în rest. Astfel, situaţia reală de încărcare determină încovoieri mai

reduse ale plăcii de bază decât cele estimate ( )1( pb M ).

IV.2.4- Placa de bază. (grosimea, necesitatea dispunerii de traverse

suplimentare)

Grosimea plăcii de bază se determină din condiţia de rezistenţă la încovoiere. Se consideră placa încărcată cu presiunea-reacţiune, considerată, înmod acoperitor, ca fiind constantă pe suprafaţă şi numeric egală tensiuniimaxime acceptabile pe betonul de subturnare. Reazemele sunt reprezentate desecţiunea stâlpului, de traverse şi de nervurile suplimentare de rigidizare a plăciide bază (dispunerea acestora din urmă nu este obligatorie).

Schema statică obţinută permite împărţirea plăcii de bază în porţiuni

de diferite mărimi ce se pot încadra în unul din următoarele tipuri: placărezemată pe contur (tip 1) ; placă rezemată pe 3 laturi (tip 2) ; placă rezematăpe 2 laturi (tip 3) ; placă în consolă (tip 4), toate solicitate de o încărcareconstantă pe suprafaţă şi perpendiculară pe planul plăcii. Teoria elasticităţii oferămodele şi algoritmi de calcul ce permit determinarea momentelor încovoietoaremaxime ce apar în cele 4 tipuri de plăci sus menţionate. (conform 4.4)

Dacă se obţin diferenţe mari2 între grosimile de placă necesare diferitelorporţiuni de placă, pentru reducerea semnificativă a grosimii plăcii de bază, dinraţiuni economice, se recomandă dispunerea, pentru acele porţiuni de placăputernic solicitate, de nervurile suplimentare de rigidizare. Acestea reducdimensiunea panoului de placă sau/şi îmbunăţesc condiţiile de rezemare, ceea ceconduce la reducerea momentelor încovoietoare maxime şi implicit a grosimii deplacă necesare.

Din considerente economice se poate opta, în special în cazul elementelorslab solicitate, pentru o placă de bază de grosime mare, astfel încât să nu mai fienecesară dispunerea traverselor şi rigidizărilor.

1 Placa de bază este încărcată local, perpendicular pe planul său, şi reazemă pe întreaga suprafaţă pe un mediu elasto-plasticomogen (situaţie prezentată, în cazul prinderii încastrate în fundaţie, la punctul V.5.2).2 Spre exemplu: majoritatea necesită t =25 mm, iar puţine t =40 mm.



- 46 -

IV.2.5- Profilele pe care reazemă şaiba superioară.

În marea majoritate a cazurilor aceste profile sunt reprezentate de două

profile [[[[ spate în spate, aceasta fiind şi soluţia recomandabilă (vezi fig. 2-5).

Dimensionarea acestora se face în următoarele etape:- Se consideră schema static echivalentă în care reazemele elementului orizontal

sunt reprezentate de traversele prinderii, elementul orizontal având secţiuneaunui profil [[[[. Încărcarea elementului este reprezentată de forţe concentrate

verticale, câte una pentru fiecare şurub de ancoraj a cărui şaibă reazemă pe

elementul orizontal considerat. Fiecare profil [[[[ preia 50% din întinderea capabilă

a fiecărui şurub. Această forţă determină în profil forfecare şi încovoiere.Totodată determină şi torsiune ca urmare a aplicării excentrice, faţă de centrul degreutate al secţiunii profilului, a întinderii capabile din şurub transmisă prinintermediul şaibei superioare.

- În urma efectuării calcului static pentru situaţia precizată se determină forţatăietoare şi momentul încovoietor în secţiunea cea mai periculoasă a elementuluiorizontal. - Calculul de rezistenţă al unei secţiuni solicitate la forfecare şi încovoiere

monoaxială permite dimensionarea profilelor [[[[ spate în spate.

- Este necesară respectarea unei condiţii de săgeată maximă, recomandându-sef max =1/500 din deschidere. Se precizează că o deformare importantă a profilelorar atrage ridicarea locală a plăcii de bază de pe betonul de subturnare, fenomen

interzis şi dăunător bunei comportări a prinderii stâlpului metalic în fundaţie.Datorită distanţei mici dintre reazeme, situaţiile de dimensionare din săgeatăsunt foarte rare.

________



- 47 -

CAPITOLUL VCONTRIBUŢII PROPRIILA STUDIUL TEORETIC

ŞI EXPERIMENTALAL ŞURUBURILOR DE ANCORAJ.

V.1- Desfăşurarea şi rezultatele încercărilorexperimentale efectuate.

Încercările experimentale efectuate au constat în:

8 încercări la tracţiune (pentru descriere vezi subpunctul V.1.1.1); 6 încercări la încovoiere prin şoc (pentru descriere vezi subpunctul V.1.1.2); 6 analize spectrometrice a compoziţiei oţelului (pentru descriere vezi

subpunctul V.1.1.3); 7 examinări microscopice pentru identificarea discontinuităţilor (pentru

descriere vezi subpunctul V.1.1.4).

Probele prelevate, prelucrate şi testate au constat în epruvete obţinute din6 şuruburi de ancoraj scoase din uz în urma demolării, după 8 ani de exploatare,

perioadă în care au fost supuse solicitărilor dinamice.Scopul încercărilor a fost acela de a identifica:

efortul maxim capabil la solicitări statice şi alungirea specifică la rupere aepruvetelor standard confecţionate din şuruburile extrase din fundaţie (prin

încercarea la tracţiune); modul de comportare la solicitarea prin şoc (prin încercarea la încovoiere prin

şoc); marca oţelului din care sunt realizate şuruburile de ancoraj (prin analiza

spectrometrică); gradul de omogenitate a aliajului (prin analiza microscopică).

V.3- Prezentare comparativă a metodelor decalcul a întinderii din şuruburile de ancoraj.

Determinarea eforturilor din şuruburile de ancoraj se face pornind de lapremiza că la nivelul îmbinării dintre stâlp şi fundaţie se respectă ipoteza

secţiunilor plane, eforturile de întindere fiind preluate de şuruburile de ancoraj.Ţinând seama de modul de alcătuire a bazelor stâlpilor această condiţie esteaproape de realitate, stâlpii având baze dezvoltate.



- 48 -

Metoda 3 şi metoda 4 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi apresiunii maxime pe betonul de subturnare (pentru prezentarea lor vezi puncteleIII.3.3, respectiv III.3.4) ţin seama de caracteristicile fizico-mecanice ale

îmbinării stâlpilor în fundaţie, cât şi de caracteristicile elastice ale materialelor dincare este alcătuită îmbinarea. Aceste metode, din punct de vedere teoretic, suntmai precise decât metodele 1 şi 2 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj

şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare (pentru prezentarea lor vezipunctele III.3.1, respectiv III.3.2).

Metoda 2 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiuniimaxime pe betonul de subturnare, propusă în STAS 10108/0-78, consideră de la

început cunoscută presiunea maximă pe betonul de subturnare, aceasta ducândla abateri ce fac formula de calcul una inexactă.

Metoda 1 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiuniimaxime pe betonul de subturnare, metoda de calcul inginerească obişnuită, este

cea mai sugestivă dintre ele, dar este şi inexactă. Totuşi, eforturile obţinutepentru dimensionarea şuruburilor de ancoraj conform acestei metode se găsesc, în general, în domeniul acceptabilului pentru o dimensionare obişnuită.

Analizând rezultatele obţinute la calculul eforturilor din şuruburile deancoraj prin cele 4 metode, se consideră că diferenţele dintre ele ies dindomeniul acceptabilului (vezi şi exemplificarea numerică de la punctul IV.3,partea a II-a).

Pe aceste considerente, se poate stabili o metodă combinată întremetoda 1 şi metoda 2 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii

maxime pe betonul de subturnare, care să îmbunătăţească precizia de calcul.Metoda propusă constă în determinarea presiunii maxime pe beton considerând osecţiune omogenă de beton cu dimensiunile plăcii de bază, supusă lacompresiune şi încovoiere (conform metodei 1). Presiunea maximă pe betonastfel determinată este considerată în calculul întinderii în şuruburile de ancoraj,conform metodei 2 (singura metodă corectă din punct de vedere legal, unicametodă existentă în STAS 10108/0-78).

În cazul structurilor importante, se recomandă aplicarea tuturor cele 4

metode de dimensionare mai sus precizate, pentru a plasa în condiţii desiguranţă prinderea în fundaţie a elementelor metalice componente.

V.4- Estimarea duratei de viaţă a şuruburilor deancoraj supuse solicitărilor repetate - Aplicaţie.

Se exemplifică cazul unei pompe canadiene de extragere a ţiţeiului, cu unregim de funcţionare continuu şi care efectuează 12 cicluri pe minut. Prinderea în

fundaţie se realizează cu şuruburi din grupa 4.6 pretensionate la 25% dincapacitatea portantă ce precede intrarea în curgere.



- 49 -

Solicitarea şuruburilor de ancoraj în regim de funcţionare continuu este osolicitare variabilă de amplitudine constantă. Comportarea şuruburilor de ancorajsub acţiunea unei încărcări variabile şi algoritmul de calcul sunt detaliate lasubpunctul III.6.3.2. Se precizează că, în accord cu ipotezele acceptate,

încărcarea variabilă de amplitudine constantă este complet definită de valorileextreme ale tensiunii induse în şurub (ssssmin , ssssmax) şi de durata de acţiune (t ,

sau echivalent, de numărul de cicluri de solicitare – N).

Fig. 5-27. Variaţia tensiunilor în şurub indusă de solicitarea variabilăde amplitudine constantă. 5.8

Tensiunea în şurub se obţine prin suprapunerea efectului solicitării repetatecu cel al strângerii iniţiale, în conformitate cu metoda de calcul a efortului înşuruburile pretensionate (vezi subpunctul III.9.4.2, considerând valoarearigidităţii pieselor şi a rigidităţii şurubului, în accord cu comportatea prinderii cuşuruburi de ancoraj). Se recomandă contarea cu prudenţă pe efectul favorabil alpretensionării, în lipsa unei corecţii periodice reducerea sa procentuală fiindsemnificativă. Funcţionarea utilajului tehnologic determină în şurubul analizaturmătoarele tensiuni extreme:

(I.1) ssssmin=60 N/mm2 (=25%·ssssc , ssssc=240 N/mm2) ;

ssssmax=80 N/mm2 (=53%·R , R=150 N/mm2) ;

(I.2) ssssmin=20 N/mm2 (nu se contează pe efectul favorabil al pretensionării) ;


(II.1) ssssmin=35 N/mm2 ;

ssssmax=60 N/mm2

(=40%·R , R=150 N/mm2

) ;(II.2) ssssmin=35 N/mm2 ;


ssssc – tensiunea de intrare în curgere a şurubului ;

R – rezistenţa de calcul a şurubului (se obţine prin reducerea, conform valoriicoeficientului condiţiilor de lucru, a rezistenţei de calcul a materialului din careeste realizat şurubul de ancoraj).

(I) Cazul adoptării unui diametru de şurub astfel încât efortul maxim să fieapropiat de 50% din capacitatea portantă la încărcări statice.

(I.A) Prin folosirea relaţiilor de calcul din lucrarea [S 5]



- 50 -

(I.A.1) ssssmin=60 N/mm2 ; ssssmax=80 N/mm2 .

Durata de viaţă estimată a elementului exprimată în zile (t ) este:1095=t zile 3≈ ani

(I.A.2) ssssmin=20 N/mm2 ; ssssmax=80 N/mm2 .

24246012

10413.0 6

=⋅⋅

⋅=t zile .

(I.B) Prin folosirea relaţiilor de calcul din lucrarea [S 4].

(I.B.1) ssssmin=60 N/mm2 ; ssssmax=80 N/mm2 .

Durata de viaţă estimată a elementului exprimată în zile (t ) este:

289246012

105

2460

6

=⋅⋅

⋅=

⋅⋅>

n

N t zile

(I.B.2) ssssmin=20 N/mm2 ; ssssmax=80 N/mm2 .

289246012 1056

=⋅⋅

⋅>t zile

(II) Cazul adoptării unui diametru de şurub astfel încât efortul maxim săfie de 30÷40% din capacitatea portantă la încărcări statice.

(II.A) Prin folosirea relaţiilor de calcul din lucrarea [S 5] .

(II.A.1) ssssmin=35 N/mm2 ; ssssmax=60 N/mm2 .

Durata de viaţă estimată a elementului exprimată în zile (t ) este:

362246012

1025.6 6=

⋅⋅

⋅=t zile 1≈ an .

(II.A.2) ssssmin=35 N/mm2 ; ssssmax=45 N/mm2 .

5787246012

10100 6

=⋅⋅

⋅>t zile 85.15≈ ani .

(II.B) Standardele româneşti în vigoare ([S 4]) consideră comportarea lacele două cazuri mai sus prezentate (la care efortul maxim este de 30÷40% din

capacitatea portantă la încărcări statice) ca fiind satisfăcătoare pe o perioadă îndelungată de timp

Comparativ, în cazurile particulare ale aplicaţiilor numerice studiate maisus, prevederile Eurocode ([S 5]) au un grad mai mare de severitate decâtprevederile standardelor româneşti ([S 4]). Valoarea redusă a extensiei detensiune acceptată la un număr de cicluri specific utilajelor industriale

( 6105 ⋅> N cicluri ) face ca verificarea conform prevederilor Eurocode a şuruburilorde ancoraj să fie mai severă decât cea din standardele româneşti în vigoare.

Se observă importanţa deosebită a realizării pretensionării şuruburilor deancoraj pentru diminuarea extensiei de tensiune pe un ciclu ( σ ∆ ). Se precizeazăcă menţinerea forţei de prestrângere pe durata de exploatare a construcţiei



- 51 -

atrage necesitatea verificării şi corectării periodice a efortului din şurub,recomandându-se contarea cu prudenţă pe efortul de strângere existent în tijaşurubului.

V.5- Metodă de analiză teoretică detaliată a stării

de presiune pe betonul de subturnare.În efectuarea analizei prinderii articulate1 în fundaţie se consideră că placa

de bază permite o repartizare a efortului de compresiune pe betonul desubturnare, atâta vreme cât momentul încovoietor capabil al plăcii de bază nueste depăşit. Comportarea reală a rezemării este influenţată de curbarea plăcii debază, ce se află în contact pe întreaga suprafaţă cu mediul omogen elasto-plasticreprezentat de betonul de subturnare, ale cărui reacţiuni locale sunt directproporţionale cu deformaţia în acel punct. Astfel, reacţiunile în vecinătatea

platbandelor stâlpului şi rigidizărilor verticale vor avea valori mai mari celorsituate la distanţă, unde există deformaţii ale plăcii de bază (vezi fig. 2-5 şi 5-29).

V.5.1- Cazul prinderii articulate a stâlpului metalic în fundaţie.

Pentru descrierea fenomenului se consideră prinderea articulată după axatare a unui stâlp cu inimă plină tip HEB:

Fig. 5-28. Prinderea articulată a stâlpului metalic în fundaţie.

Forţa axială din stâlp se distribuie omogen pe întreaga sa secţiune. Cum înălţimea rigidizărilor verticale este suficientă2 distribuirii efortului axial,

1 Prinderea articulată prin dispunerea a două şuruburi de ancoraj în axul prinderii este prezentată în subcapitolul II.3.2 Din condiţia asigurării lungimii de deformare liberă a şuruburilor de ancoraj (a cărei prezentare este f ăcută la punctulIII.6.4) înălţimea rigidizărilor este suficientă descărcării efortului din stâlp pe întreaga secţiune aflată în contact cu placa debază.



- 52 -

distribuirea reală se face pe întreaga secţiune de la nivelul părţii inferioare astâlpului, în mod omogen.

Se analizează presiunile-reacţiuni în secţiunea 1-1. Se consideră o lăţimede placă de bază de 1 mm învecinată secţiunii 1-1, ce constituie o fâşie din placade bază. Din distribuţia uniformă a efortului axial se determină acţinile la nivelulplăcii de bază.

( )1⋅⋅= t A

N P (5.1)

P – solicitarea fâşiei considerate din placa de bază ;N – solicitare axială a stâlpului, la nivelul prinderii în fundaţie ; A – aria la nivelul părţii inferioare a stâlpului ;t – grosimea platbandelor intersectate1 de secţiunea 1-1 ;

Fig. 5-29. Solicitarea şi deformaţia plăcii de bază, în secţiunea 1-1.

a – solicitarea plăcii de bază în secţiunea 1-1 ;

b – deformarea plăcii de bază ;c – presiunile-reacţiuni în betonul de subturnare.

f – săgeata (denivelarea) plăcii de bază ;

p – presiunea-reacţiune.

Se analizează presiunile-reacţiuni din secţiunea 2-2, considerând o lungimede placă de 1 mm învecinată secţiunii.

Fig. 5-30. Solicitarea şi deformaţia plăcii de bază, în secţiunea 2-2.

a – solicitarea plăcii de bază în secţiunea 2-2 ;

b – deformarea plăcii de bază ;

1 în exemplul considerat, a tălpilor profilului HEB.



- 53 -

c – presiunile-reacţiuni în betonul de subturnare.

f – săgeata (denivelarea) plăcii de bază ;

p – presiunea-reacţiune.

O astfel de analiză permite o determinare mult mai fidelă a presiunilorlocale la nivelul betonului de subturnare.

Standardul de beton ([S 8]) acceptă depăşiri locale ale rezistenţei de calculla compresiune (Rc ).

ct RK ⋅=maxσ (5.2)

maxσ - tensiunea de compresiune locală maxim acceptată ;

3

t

t A

AK = (5.3)

A – aria suprafeţei de contact cu elementul de beton ; At – aria suprafeţei de beton pe care se manifestă compresiunea locală.

Condiţie: maxt t K K <

maxt

K – valoarea maxim acceptată a coeficientului K t .maxt

K = 2.0 – atunci când calculul se face la o combinaţie de încărcări ;

= 1.5 – atunci când calculul se face numai la încărcarea locală ;= 1.25 – atunci când încărcarea locală este aplicată la capătul elementului

de beton, pe o lungime mai mică decât grosimea acestui element.

În cazul prinderii articulate în fundaţie a stâlpilor metalici, maxσ se exprimă

relativ la Rb (Rb – rezistenţa maxim admisibilă pe betonul de subturnare),conform relaţiei (5.5).

ct RK ⋅=maxσ (5.2) ; maxt K = 2.0

cbR R ⋅= 5.0 (5.4)

→ bb

R R ⋅=⋅= %3003maxσ (5.5)

În cazul prinderii articulate în fundaţie, repartizarea presiunilor locale esteuna satisfăcătoare, cu maximum în zona centrală, unde deformaţiile importantenu pot cauza expulzarea betonului de subturnare fisurat.

În continuare se face comparaţia între valorile obţinute cu metoda uzuală dealegere a clasei betonului de subturnare şi o metodă ce consideră în modacoperitor valoarea presiunilor pe beton. Cea din urmă acceptă descărcareaeforturilor la 45°, prin oţel. Astfel grosimea plăcii de bază asigură o distribuţieuniformă a efortului axial pe o suprafaţă net inferioară celei din considerareamomentului capabil al plăcii de bază1.

1 Pentru dimensionarea grosimii plăcii de bază din condiţia de încovoiere vezi punctul IV.2.4.



- 54 -

Fig. 5-31. Zona activă a presiunilor-reacţiuni, în cazul ipotezei

descărcării eforturilor la 45 ° .

Totodată înălţimea suficientă a rigidizărilor verticale asigură distribuireaefortului axiale din stâlp în mod omogen, atât secţiunii propriuzise a stâlpului câtşi rigidizărilor verticale.

În cazul unui secţiuni de tip HEB a stâlpului, se efectuează o analiză

comparativă a metodelor mai sus prezentate:

Metoda nr. 1 de calcul a zonei active a plăcii de bază (în cazul prinderiiarticulate a stâlpului metalic în fundaţie) – uzuală.

Metoda nr. 2 de calcul a zonei active a plăcii de bază (în cazul prinderiiarticulate a stâlpului metalic în fundaţie) – prin considerarea distribuţieieforturilor la 45°°°° sub secţiunea completă a bazei stâlpului

Concluzii:Un oţel de calitate superioară (OL44, OL52) va duce la diferenţe procentuale şi

mai mari între valorile presiunilor maxime calculate cu cele două metode susprezentate.

Se observă că folosirea unui beton de subturnare slab (clasa C12/15) duce,conform ipotezelor metodei nr. 2, la tensiuni de compresiune superioare valoriimaxim acceptate pentru solicitări locale. Pentru o clasă superioară acesteia (clasaC16/20) condiţia este îndeplinită, pentru oţelul cu rezistenţe mecanice reduse.

V.5.2- Cazul prinderii încastrate a stâlpului metalic în fundaţie.

În cazul prinderii încastrate1 a stâlpilor metalici în fundaţie se face o analizăasemănătoare celei pentru prinderea articulată.

Concentrările locale de tensiune trebuie să se încadreze în limitele impuse destandardul de beton. În cazul prinderii încastrate dispunerea tensiunilor localemaxime este una defavorabilă, la extremitatea plăcii de bază existând risculexpulzării2 locale a betonului de subturnare.

1 Pentru prezentarea prinderii încastrate vezi subcapitolul II.5.2 Pentru descrierea fenomenului de expulzare locală a betonului de subturnare, vezi paragraful despre betonul de subturnarede la punctul II.6.3.



- 55 -

V.6- Metodă de îmbunătăţire a stării de tensiune în beton, la contactul cu elementul metalic.

Se constată că, în cazul acceptării ipotezei descărcării eforturilor la 45°,pentru prinderea articulată în fundaţie a elementelor din oţel OL37, apar

concentrări de tensiuni de până la 3.5 ori mai mari decât cele estimate cumetoda uzuală1. În paragrafele următoare se propune o soluţie de reducere aacestor concentrări locale.

Acceptând descărcarea eforturilor la 45°, se dispun platbande de grosimeaplăcii de bază, sub placa de bază, în dreptul profilului stâlpului şi rigidizărilorverticale. Dimensiunile acestora sunt prezentate în fig. 5-33. Înălţimea pachetuluide piese orizontale, prin intermediul cărora are loc distribuţia efortului decompresiune, se dublează. În cazul folosirii acestor platbande suplimentare

concentrările de eforturi2

sunt de maxim 175% (cu 75% mai mari decâttensiunea rezultată din calculul uzual) în cazul betonului de subturnare slab(clasa C12/15) şi de maxim 120% în cazul betonului de subturnare de clasaC28/35.

Spaţiul minim existent între aceste elemente orizontale suplimentare trebuiesă permită pătrunderea agregatului mărunt şi a cimentului din betonul desubturnare. O deosebită atenţie trebuie acordată pătrunderii betonului injectatpână în colţurile drepte formate de platbandele orizontale suplimentare. În acestscop se vor realiza găuri în placa de bază (pentru evacuarea aerului şi anunţarea

vizuală, la injectarea betonului, a momentului în care betonul a ocupat întregspaţiul dintre fundaţie şi placa de bază).

Pentru asigurarea poziţiei la montaj se recomandă sudarea elementelorsuplimentare orizontale de placa de bază înaintea montajului. Aceste elemente

îndeplinesc şi rolul de bailagăre, dispunerea lor fiind necesară dar în general nu şisuficientă (în general nu acoperă întreaga grosime a stratului de beton desubturnare). Acoperirea întregii grosimi pe o suprafaţă orizontală suficientă estenecesară susţinerii stâlpului în faza de injectare a betonului de subturnare.

1 Prezentarea celor două metode de calcul a zonei active a plăcii de bază este f ăcută la punctul V.5.1.2 Concentrările locale maxim acceptate sunt prezentate la punctul V.5.1, subpunctul 1. Calculul concentrărilor localemaxime ce pot apărea sub placa de bază este prezentat, acceptând ipoteza descărcării eforturilor la 45°, tot la punctul V.5.1.



- 56 -

54 +⋅+= pbt t d mm ; 54 +⋅+= pbt se mm ;

Fig. 5-33. Elementele suplimentare orizontale cu rol de îmbunătăţire

a comportării prinderii articulate a stâlpilor metalici în fundaţie.

În cazul prinderii încastrate, sub acţiunea efortului axial şimomentului încovoietor de la capătul inferior al stâlpului, tensiunea maximă decompresiune în beton apare pe lăţimea plăcii de bază. Prin dispunerea subaceastă latură a unei platbande (şi, implicit, a alteia dispuse simetric), degrosime egală cu cea a plăcii de bază şi lăţime limitată superior pentru a permitepătrunderea tijei şuruburilor prin placa de bază, se obţine o distribuţie mai

omogenă a tensiunilor de compresiune1. Dimensiunile platbandelor orizontale şi aspaţiului rămas până la faţa fundaţiei trebuie să respecte cerinţele mai susprecizate. În cazul prinderii încastrate, dispunerea platbandelor orizontalesuplimentare este utilă numai în cazul în care, în urma calculului de rezemare2 pemediu omogen elastic al fâşiei de margine de lungime egală cu lăţimea plăcii debază şi considerată cu lăţimea de 10 mm, se obţin concentrări de eforturi mai

mari de 25% ( fasie

omogen

fasie σ σ ⋅> 25.1max ). În nici un caz platbandele suplimentare nu

trebuie să depăşească conturul plăcii de bază. fasie

maxσ - maximul local al presiunilor, din fâşia de margine. fasie

omogenσ - tensiunea de compresiune, prin acceptarea sa ca fiind constantă pe

lungimea fâşiei considerate.Pentru situaţiile uzuale nu se obţin concentrări de eforturi mari, datorită grosimiiplăcii de bază mari prin raportare la distanţa dintre traverse şi la distanţa dintre otraversă şi marginea plăcii. (pentru reprezentarea grafică vezi fig. 5-32)

Elementele suplimentare mai sus prezentate au exclusiv rolul de a îmbunătăţi comportarea în cazul acceptării ipotezei descărcării eforturilor la 45°.

________1 În calcul, se dublează înălţimea grinzii de lungime finită, în algoritmul de calcul descris la punctelele V.5.2 şi V.5.1.2 Calculul de rezemare pe mediu omogen elastic este amintit la punctul V.5.1 (calculul unei grinzi de lungime finită rezemată pe întreaga lungime pe un mediu omogen elastic).



- 57 -

CAPITOLUL VICONCLUZII.

Pentru a îmbunătăţi modul de comportare în timp şi în special la acţiunea

dinamică a vântului sau cutremurului sunt necesare o serie de măsuriconstructive. Cele mai importante măsuri constructive care asigură o bunăcomportare în timp a şuruburilor de ancoraj sunt următoarele:

1- Lungimea de deformare liberă a şuruburilor de ancoraj.

Lungimea de deformare a tijei şurubului este aproximată ca fiind lungimeade la faţa inferioară a betonului de subturnare până sub piuliţă. Această lungimetrebuie să fie suficient de mare pentru a permite deformarea la şocurile produsede acţiunea vântului sau a seismului la nivelul bazei elementului structural.

Pentru definirea lungimii optime de deformare s-au făcut studii în cadrul Catedreide Construcţii Metalice (încercările făcându-se în cadrul Laboratorului Catedrei deBeton Armat) a U.T.C.B. şi s-a stabilit că această lungime trebuie să fie cel puţinde 5 ori diametrul şurubului de ancoraj. În cadrul încercărilor de laborator, toateşuruburile cu lungimi scurte de deformare s-au rupt după un număr redus decicluri. Numărul de cicluri a fost cu atât mai mare cu cât forţa de prestrângere aşurubului a fost mai mare. În cazul şuruburilor ce nu au fost prestrânse au apărutlovituri de ciocan (solicitări prin şoc) ce au distrus şuruburile la 100÷3000 cicluri

de solicitare.Numărul de cicluri a fost influenţat şi de intensitatea efortului în şurub. Cu

cât solicitarea maximă s-a apropiat de limita de curgere, cu atât numărulciclurilor până la cedare a fost mai mic. S-a constatat că, dacă solicitarea maximăa fost sub 60% din limita de curgere, numărul ciclurilor până la rupere a devenitunul acceptabil.

Precizările de mai sus duc la concluzia că: lungimea liberă de deformaretrebuie să fie de cel puţin 5 ori diametrul şurubului de ancoraj; în exploatare,efortul maxim în şurub să nu depăşescă 60% din întinderea de intrare în curgere.

2- Antrenarea tuturor şuruburilor de ancoraj la preluarea forţeităietoare de la baza elementului metalic.

Ţinând seama de toleranţele de execuţie ale fundaţiei, găurile pentruşuruburi din placa de bază se fac cu 10÷12 mm mai mari decât diametrul brut alşurubului. Şuruburile pot fi amplasate oriunde în limita găurii din placa de bază,de la amplasarea centrică până la contactul cu peretele găurii din placa de bază.

Pentru a fi siguri că toate şuruburile participă, în egală măsură, la preluarea

forţei tăietoare trebuie să se monteze şaibe groase care să aibe găuri păsuitepentru şuruburile de ancoraj. Şaibele groase se vor monta obligatoriu pe placa de



- 58 -

bază. Aceste şaibe se vor introduce la montaj şi se vor suda de placa de bazădupă definitivarea poziţiei stâlpului.

3- Diminuarea concentrării eforturilor la trecerea de la secţiuneafiletată la cea brută a şurubului de ancoraj.

Zona de trecere de la secţiunea filetată la cea brută a şurubului de ancoraj

trebuie făcută astfel încât variaţia de secţiune să se facă pe o lungime cât maimare. Secţiunea de la baza filetului trebuie racordată la secţiunea brută subformă de trunchi de con, panta generatoarei fiind de maxim 1:5.

4- Efortul de prestrângere a şurubului de ancoraj.

Efortul de prestrângere a şuruburilor de ancoraj are o influenţă majorăasupra modului de comportare în timp, la oboseală. Cu cât efortul depretensionare este mai mare, cu atât numărul de cicluri încărcare-descărcare

capabil este mai mare. Încercările de laborator au pus în evidenţă aceastăafirmaţie.Prestrângerea trebuie să se facă atunci când greutatea construcţiei este

aproape de maxim. Când acest lucru nu se poate face, în cazul în care bazastâlpului este înglobată în beton, prestrângerea se face la terminarea montajuluiconfecţiei metalice. Forţa de prestrângere ar trebui să fie 50% din capacitatea derezistenţă a şuruburilor. La diametrele mari ale şuruburilor de ancoraj, peconsiderente tehnologice de inducere a efortului de prestrângere, se acceptăvalori mai mici.

Trebuie verificate, dacă este posibil, eforturile din şuruburile de ancoraj însituaţia în care încărcarea permanentă este maximă.

5- Betonul de subturnare.

Betonul de subturnare va fi realizat cu agregat mărunt de maxim 7 mm(sau de 3 mm, în funcţie de grosimea stratului). Va fi superior ca marcă betonuluidin cuzinet. Va avea o grosime mai mare de 30 mm, pentru a putea umplespaţiul dintre placa de bază şi cuzinet.

Pentru structurile importante betonul de subturnare se va realiza dinmortare epoxidice, care au rezistenţe de minim 30 N/mm2 la 24 de ore de laturnare şi ajungând la 80÷100 N/mm2 la 3 zile. Betonul de subturnare pentruutilaje dinamice se face exclusiv cu mortare epoxidice. Cele mai folosite mortareepoxidice sunt Sika Grant 311 şi Sika Grant 314.

Pentru a se evita fisurarea şi expulzarea betonului de subturnare de subplaca de bază a construcţiei se vor respecta următoarele: presiunea maximă pe betonul de subturnare nu va depăşi 50% din marcaacestuia ;

betonul de subturnare va depăşi conturul plăcii de bază cu minim 50 mm ; pe contur, betonul de subturnare va fi prelucrat astfel încât să aibe o pantă de45˚, pantă ce începe după minim 50 mm faţă de placa de bază.



- 59 -

6- Folosirea şabloanelor pentru amplasarea şuruburilor de ancoraj.

La fundaţiile care au un număr mare de şuruburi sau care au amplasareaşuruburilor pe o curbă sau la care şuruburile sunt dispunse neuniform, esterecomandabil să se folosească şabloane metalice. Aceste şabloane se folosescobligatoriu pentru: coloane tehnologice; prize de aer; coşuri de fum; stâlpiiturnurilor cu secţiune triunghiulară sau rectangulară.

Şablonul este obţinut ca amprentă a plăcii de bază realizată în uzină. Acestşablon este executat de unitatea care execută confecţia metalică şi transmisfirmei de execuţie a fundaţiilor. Găurile pentru şuruburi prevăzute în şablon voravea diametrul cu maxim 2 mm mai mare decât diametrul brut al şuruburilor.

Cu ajutorul a două şabloane şi a unor bare metalice suplimentare se obţineo carcasă rigidă. Aceasta are rolul de a menţine şuruburile în poziţii relative (unul

faţă de altul) corecte. Carcasa trebuie să fie rigidă pentru ca poziţiile relative aleşuruburilor să rămână corecte, chiar şi în cazul în care carcasa s-ar deplasa înfundaţie.

Şuruburile de ancoraj tratate termic nu se vor suda de carcasă.

7- Forma şi dimensiunile şaibei groase (şaibei inferioare).

Şaibele groase vor avea forma pătrată sau rotundă. Şaibele inferioare sevor monta deasupra plăcii de bază a elementului metalic, la montaj. Dimensiunile

în plan vor fi suficiente, astfel încât să rezeme pe întreg conturul găurii din placade bază. Găurile din placa de bază se fac minim cu 10÷12 mm mai mari decâtdiametrul brut al şurubului pentru a se putea asigura, la montaj, o centrareuşoară a elementului metalic.

Gaura şaibei groase va fi cu 1÷2 mm mai mare decât diametrul brut alşurubului. Prin introducerea şaibelor groase de deasupra plăcii de bază se asigurăpreluarea forţei tăietoare prin toate şuruburile de ancoraj. Acestea vor intra înlucru simultan, fără deteriorarea prematură a unora dintre ele (deteriorarecauzată de suprasolicitare, din forţă tăietoare).

Forţa tăietoare transmisă şuruburilor va rezulta ca diferenţă între forţatăietoare efectivă, de la nivelul bazei stâlpului, şi forţa tăietoare preluată prinfrecarea plăcii de bază pe coronamentul cuzinetului. Momentul încovoietor de lanivelul bazei stâlpului va produce o forţă de compresiune în cuzinet egală cusuma eforturilor de întindere din şuruburi. Această compresiune va spori forţa defrecare.

8- Şaiba groasă de la capătul şurubului (şaiba superioară)

Şaibele de catalog sunt dimensionate pentru şuruburi grosolane, undediferenţa între gaura din placă şi diametrul brut al şurubului este de maxim2mm. Gaura în placa de deasupra casetei sau distanţa dintre profilele „L” necesare asigurării lungimii libere de deformare a şuruburilor de ancoraj sau



- 60 -

diametrul interior al ţevii prin care trece tija şurubului este cu mult mai mult de2 mm mai mare decât diametrul şurubului.

Din acest motiv şaibele superioare trebuie calculate, rezultând dimensiunimult mai mari decât a celor de catalog.

9- Alegerea piuliţei. Dispunerea contrapiuliţei.

Din experienţa comportării în timp a şuruburilor de ancoraj şi a încercărilorde laborator în regim pulsatoriu s-a constatat că piuliţele se distrug prinforfecarea filetului. În cadrul încercărilor de laborator s-au înlocuit piuliţelenormale, cu înălţimea de 60% din diametrul şurubului, cu piuliţe cu înălţimea de(80÷120)% din diametrul şurubului şi fenomenul de rupere a filetului subsolicitare pulsatorie nu a mai apărut.

Din acest motiv piuliţele şuruburilor de ancoraj vor avea o înălţime minimăde 80% din diametrul şurubului şi recomandabil de (100÷120)%.

Pentru a preveni desfacerea piuliţei atunci când şurubul este sub sarcină,se dispune o a doua piuliţă, de înălţime normală, în contact cu prima. Aceastăpoartă denumirea de contrapiuliţă. Este necesară asigurarea unei lungimi filetatea şurubului de ancoraj suficiente dispunerii şi strângerii ambelor piuliţe.

________

ANEXE

Anexa A - Anexă pentru compararea metodelorde dimensionare a şuruburilor de ancoraj, în cazul elementelor metalicede secţiune circulară cu diametru mare.

Anexa A.1 – Calcul matematic necesar demonstraţiei relaţiei dedeterminare a efortului din şurubul de ancoraj cel mai solicitat al elementelor a

căror placă de bază este reprezentată de o flanşă inelară: n M N M

⋅Φ

⋅= 4)max(1 .

Anexa A.2 – Calcul matematic necesar demonstraţiei relaţiei dedeterminare a efortului din şurubul de ancoraj cel mai solicitat al elementelor a

căror placă de bază este reprezentată de o flanşă inelară:n

M N

M

⋅Φ⋅=

38)max(

1 .

Anexa A.3 – Analiza efortului de dimensionare a şuruburilor de ancoraj, încazul încovoierii după o direcţie oarecare a elementelor a căror placă de bazăeste reprezentată de o flanşă inelară.



- 61 -

Anexa B - Elementele constructive recomandateşi elementele de calcul ale principalelortipuri de şuruburi de ancoraj.

Anexa B.1 – Elementele constructive recomandate şi elementele de calculale şuruburilor cu ancoraj normal.

Anexa B.2 – Elementele constructive recomandate şi elementele de calculale şuruburilor cu ancoraj scurt şi placă de distribuţie.

Anexa B.3 – Elementele constructive recomandate şi elementele de calculale şuruburilor de ancoraj cu cap ciocan.

Anexa C - Definiţii şi explicaţii (corelate contextului)

pentru termeni tehnici întâlniţi în teza de doctorat. ________

BIBLIOGRAFIE

1- Bibliografie.

1.1- Cărţi. Publicaţii.[1] „Construcţii cu structură metalică” – C. Dalban, E. Chesaru, Ş. Dima, C.Şerbescu – 1997.

[2] „Clădiri înalte cu schelet din oţel”– D. Mateescu – 1997.

[3] „Construcţii metalice - Calculul şi proiectarea elementelor din oţel” – D.Mateescu, C. Caraba – 1980.

[4] „Rezistenţa materialelor” – Gh. Buzdugan – 1980.

[5] „Rezistenţa materialelor pentru uzul studenţilor” – Mircea Ieremia– 1988.

[6] „Dinamica fundaţiilor de maşini” – Gh. Buzdugan – 1968.

[7] „Tratamente termice şi tratamente termochimice” – Tudor Andrei Muţiu –2002.

[8] „Îndreptar pentru construcţii metalice” – E. Fluture, I. Oltescu, P. Cristea.

[9] „Les pieds de poteaux encastres en acier” - Yvon Lescouarc.

[10] „Organe de maşini, vol 1” – M. Gafiţeanu, I. Bostan, C. Racocea, V.Dulgheru, Gh. Hagiu – 1999.



- 62 -

[11] „Construcţii metalice. Exemple de calcul” – D. Mateescu, D. Roşu, I. Caraba– 1972.

[12] „Construcţii metalice.” – C. Dalban, N. Juncan, C. Şerbescu, Al. Varga, Ş.Dima – 1983.

1.2- Standarde. Coduri. Normative. Instrucţiuni tehnice.

[S 1] Propunere pentru „Normativul pentru proiectarea şuruburilor de ancoraj alestructurilor metalice de rezistenţă pentru construcţii, utilaje şi instalaţiitehnologice” – 2000.

[S 2] PD 207-82 - „Instrucţiuni tehnice departamentale pentru proiectarea,execuţia, montarea şi verificarea sistemelor de fixare a utilajelor şiechipamentelor din industria chimică pe elemente de susţinere” .

[S 3] STAS 2350/92 - „Şuruburi pentru fundaţii. Clasa de execuţie C”.

[S 4] STAS 10108/0-78 - „Calculul elemetelor de oţel” – Construcţii civile,

industriale şi agricole.[S 5] Eurocode 3-92 – „Design of steel structures”.

[S 6] AISC ASD 9th Edit -1989 – „Manual of steel construction – Allowable stressdesign”.

[S 7] STAS P100-1/2006: „Cod de proiectare seismică – Partea I: Prevederi deproiectare pentru clădiri”.

[S 8] STAS 10107-0/76: „Calculul şi alcătuirea elementelor din beton,beton

armat şi beton precomprimat. Construcţii civile, industriale şi agricole”.[S 9] STAS 922-76: „Piuliţe grosolane, hexagonale – dimensiuni,mase”;

SR EN ISO 4034:2000: „Piuliţe hexagonale. Grad C”.

[S 10] SNIP II/23 – „Stalnic konstructii.” – C.S.I.,1982.

[S 11] DIN 4132/1 – „Kranbahnen. Strahltragwerke. Grundsätze für Berechnung.Durchbildung und Ausführung”. – Germania,1981.

[S 12] DIN 4132/2 – „Beiblatt. Krabbahnen. Strahltragwerke. Grundsätze fürBerechnung. Durchbildung und Ausführung. Erläuterungen” – Germania,1981.

[S 13] DIN 15018 – „Kräne. Grundsatze für Strahltragwerke. Berechnung.” –Germania,1984.

[S 14] NBN B 51-002 – „Charpentes en Acier. États limite.” – Belgia,1988.

[S 15] Propunere pentru STAS 10108/0-95 - „Calculul elemetelor de oţel” –Construcţii civile, industriale şi agricole,1995.

1.3- Încercări de laborator. Buletine de analiză.

[I 1a] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 220/12.04.2006.[I 1b] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 223/12.04.2006.

[I 1c] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 221/12.04.2006.



[I 1d] Rompetrol Quality Control, Buletin de analiză nr. 08/07.04.2006.

[I 1e] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 222/12.04.2006.

[I 2a] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 225/12.04.2006.

[I 2b] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 224/12.04.2006.



















2- Bibliografie generală.

• „Comportarea şi calculul prinderilor pe elemente de beton şi zidărie – sintezădocumentară” – T. Postelnicu, Gh. Vlaicu, M. Balcu, N. Vanghele, E. Lozincă, V.Rosetnic, A. Şendroiu – 2002.

3- Trimiteri punctuale.

buloane de ancoraj

Documents