UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCUREŞTI

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 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 - 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 prinderii

elementelor 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 circulară tubulară 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 în fundaţie.

II.4.1- Clasificarea aparatelor de reazem. II.4.2- Reazeme fixe utilizate la realizarea prinderii articulate a stâlpilor metalici 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 structurale metalice de secţiune circulară mare (coloane tehnologice, prize de aer, coşuri de fum etc.). II.6.3- Metode de îmbunătăţire a comportării la solicitări statice a prinderii elementelor 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 de ancoraj. (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 maxime pe 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 elementelor metalice de secţiune circulară tubulară de diametru mare.

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

III.7- Influenţa procesului metalurgic de obţinere a oţelului asupra caracteristicilor mecanice ale oţelurilor ce se folosesc la realizarea şuruburilor de ancoraj. 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 comportării

şi 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 traverse suplimentare) IV.2.5- Profilele pe care reazemă şaiba superioară. IV.2.6- Verificarea finală.

IV.3- Aplicaţie – Dimensionarea şi verificarea prinderii încastrate în fundaţie a unui stâlp metalic cu inimă plină.

- 3 -

V – CONTRIBUŢII PROPRII la studiul teoretic şi

experimental 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 cea obţinută în urma încercărilor experimentale efectuate. (6 pag.) V.3- Prezentare comparativă a metodelor de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj. (1 pag.) V.4- Estimarea duratei de viaţă a şuruburilor de ancoraj supuse solicitărilor repetate - Aplicaţie. (4 pag.) V.5- Metodă de analiză teoretică detaliată a stării de presiune pe betonul de subturnare. (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 I INTRODUCERE.

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 şi suficientă fixării ferme a şurubului de ancoraj la oricare dintre solicitările posibile ale 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 metalic structural. Fixarea este făcută astfel încât să fie evitată deteriorarea în exploatare a elementelor metalice aflate în contact.

În practica inginerească se folosesc mai multe tipuri de şuruburi de ancoraj, 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 sub sarcină a prinderii se dispune o a doua piuliţă, numită contrapiuliţă. În afară de elementele comune descrise anterior alcătuirea şuruburilor de ancoraj variază în funcţie de tipul de ancoraj ales. Tipul de ancoraj se alege funcţie de înălţimea fundaţiei, mai exact funcţie de lungimea pe care şurubul poate fi ancorat în beton. În cazuri speciale, poate fi aleasă şi ca urmare a necesităţii 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 structurale metalice în fundaţie ; • a sintetiza cunoştinţele existente la nivel mondial în legătură cu problemele legate de şuruburile de ancoraj ; • a face recomandări şi a prezenta opinii bazate pe experienţa autorului în cazul punctelor de divergenţă existente între diferite texte de specialitate, în problemele ce privesc şuruburile de ancoraj ; • a aduce contribuţii la studiul teoretic şi experimental al şuruburilor de ancoraj ;

- 5 -

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

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

________

CAPITOLUL II PARTICULARITĂŢI DE

ALCĂTUIRE ALE PRINDERII ELEMENTELOR STRUCTURALE

METALICE ÎN FUNDAŢIE.

II.1- Modurile uzuale de prindere ale elementelor metalice în fundaţie.

Prinderea elementelor metalice în fundaţie trebuie să asigure transmiterea în condiţii de siguranţă a solicitărilor de la nivelul suprastructurii, fără a cauza concentrări periculoase de tensiuni. Diferenţa majoră între caracteristicile de rezistenţă ale oţelului şi betonului face necesară dezvoltarea capătului inferior al stâlpului. Aceasta are rolul de a permite, prin intermediul unei plăci de bază, de grosime adecvată, repartizarea satisfăcătoare a presiunilor pe betonul de subturnare. 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 pe betonul de subturnare. Ipoteza acceptată în calculul ingineresc consideră o distribuţie liniară a presiunilor pe suprafaţa de contact dintre betonul de subturnare şi placa de bază. Aceasta face necesară realizarea unui aparat de reazem care să asigure indeformabilitatea plăcii de bază.

Este necesară asigurarea unei grosimi a plăcii de bază adecvată suprafeţei sale, dispunerii rigidizărilor verticale şi solicitării elementului metalic. Măsurile constructive impun o grosime minimă de 15 mm, în practica curentă fiind folosite grosimi de 20÷40 mm. Dimensiunea în plan a plăcii de bază se determină din condiţia ca presiunea pe betonul de subturnare să nu depăşească presiunea maximă acceptată. Grosimea plăcii de bază se determină din condiţia de rezistenţă la încovoiere sub acţiunea presiunii-reacţiune din beton. Rigiditatea prinderii elementului metalic în fundaţie trebuie să asigure o distribuţie a presiunilor pe beton, conform ipotezelor acceptate în calcul.

Uneori, din raţiuni economice, se poate adopta o placă de bază de grosime mare, fără rigidizări. Pentru ca placa să nu rezulte de grosime prea mare şi pentru sporirea rigidităţii la nivelul prinderii uzual se dispun rigidizări verticale sudate continuu de profilul stâlpului. Acestea îmbunătăţesc rigiditatea plăcii de bază. Rigidizările asigură şi o transmitere favorabilă a eforturilor de la nivelul inferior al stâlpului la placa de bază. În primele paragrafe aceste rigidizări au fost descrise ca o dezvoltare a capătului inferior al stâlpului. Înălţimea rigidizărilor verticale se recomandă a fi de minimum 250 mm, iar cordoanele de sudură verticale trebuie să fie capabile să preia starea de tensiune indusă de solicitarea stâlpului.

Asigurarea comportării unitare a stâlpului metalic şi fundaţiei sale necesită dispunerea corespunzătoare a şuruburilor de ancoraj. Măsurile constructive, distanţa minimă şi maximă între două şuruburi alăturate şi secţiunea minim acceptată 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 şi IV.2.

La nivelul bazei stâlpului, solicitarea suprastructurii produce şi o forţă orizontală. Suplimentul de forţă ce nu poate fi preluat prin frecarea dintre placa de bază şi betonul de subturnare se preia prin dispunerea sub placa de bază de pinteni (crampoane) de metal sau plăci ancorate în beton prevăzute cu piese de blocare sudate. Apare necesară verificarea acestor piese de metal, a rezistenţei sudurii 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 dintre

pinten şi beton, pe direcţia şi în sensul solicitării a făcut ca şuruburile de ancoraj să intre în lucru pentru preluarea forţei orizontale, cauzând o solicitare suplimentară de încovoiere şi forfecare a tijelor şuruburilor. În lipsa adoptării unui element de tipul celui sus precizat pentru preluarea suplimentului de forţă tăietoare, suplimentul este preluat prin intermediul tijei şuruburilor. Se recomandă dispunerea unor piese suplimentare pentru preluarea forţei tăietoare ce apare la nivelul prinderii dintre stâlpul metalic şi fundaţia sa.

Pentru asigurarea unui contact intim între placa de bază şi betonul de la faţa fundaţiei, precum şi pentru a avea posibilitatea corectării cotei plăcii de bază, se dispune un strat de beton de subturnare, de calitate superioară, ce se injectează după calarea1 stâlpului. Montajul stâlpilor presupune sprijinirea plăcii de bază pe plăci metalice (bailagăre), a căror suprafaţă este calculată pentru a putea prelua încărcările stâlpului pe perioada de montaj. Grosimea stratului trebuie să fie de 30÷70 mm, iar agregatul betonului trebuie să fie de râu sau concasat, 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, în prezent, se folosesc betoane sau mortare epoxidice, care se întăresc în 24 de ore şi au rezistenţă de peste 600 daN/cm2. Suprafaţa betonului de subturnare trebuie să 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 liberă a şuruburilor. Inexistenţa acesteia determină o comportare nesatisfăcătoare la solicitări dinamice în general şi variabile în special, fenomenul de oboseală instalându-se mult mai rapid. În acest caz se pot folosi elemente suplimentare ce permit asigurarea unei lungimi 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 două platbande verticale (sau două profile L) de lungime suficientă. Sudurile verticale trebuie 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 efortul capabil al şurubului, transmis prin intermediul piuliţei şi să-l transmită reazemelor 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 în condiţii de siguranţă.

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

În lipsa unei înălţimi suficiente deasupra betonului de subturnare, o altă soluţie permite asigurarea lungimii de deformaţie liberă a şuruburilor de ancoraj pe o zonă din înălţimea fundaţiei, prin dispunerea în cofraj a unui element ce asigură, pe o înălţime de 5 diametre, lipsa contactului dintre tija metalică şi betonul din fundaţie. Se precizează că această metodă duce la creşterea înălţimii necesare a fundaţiei. (Înălţimea fundaţiei trebuie să fie suficientă asigurării lungimii de deformare liberă, a lungimii de ancoraj şi asigurării spaţiul necesar dispunerii corecte a armăturilor orizontale în fundaţie.)

O soluţie constructivă ce permite asigurarea unei suficiente lungimi de deformare 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, în

ultima etapă, se recomandă înglobarea bazei stâlpului 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, pentru a proteja de acţiunea mediului exterior întregul ansamblu.

- 10 -

II.2- Cazul particular al elementelor structurale metalice de secţiune circulară tubulară de diametru 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 adusă de 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 în calcul, cât şi prevederile şi măsurile constructive precizate în subcapitolul II.1. Pentru asigurarea lungimii de deformare liberă a şuruburilor de ancoraj (de minim 5 diametre) se dispune o flanşă inelară sudată continuu de faţa exterioară 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 ale

şuruburilor 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 ale cărei dimensiuni plane trebuie să facă un raport cu grosimea de maxim 15. Cele două nervuri învecinate unui şurub trebuie să fie capabile a prelua în condiţii de siguranţă efortul capabil de întindere al acestuia. Sudura verticală a nervurilor de mantaua 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 ancoraj sunt prezentate în subcapitolul III.1. Dimensionarea şuruburilor de ancoraj este prezentată în subcapitolul III.5. Pentru transmiterea suplimentului de forţă tăietoare ce nu poate fi preluat prin frecarea dintre placa de bază şi betonul de subturnare se folosesc pinteni sau un alt sistem de blocare. Placa de bază reazemă pe un strat de beton de subturnare ce trebuie să respecte prevederile precizate în subcapitolul II.6. În cazul elementelor metalice de secţiune circulară tubulară de diametru mare, la care peretele este sensibil la fenomenul de voalare, este strict interzisă asigurarea lungimii de deformare liberă a şuruburilor de ancoraj prin dispozitivul din figura 2-4 (datorită încovoierii semnificative induse mantalei de transmiterea excentrică 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 prin dispunerea a două şuruburi de ancoraj în axul prinderii. Deficienţele acesteia.

Prinderea articulată după o axă a stâlpului în fundaţie necesită asigurarea unei rotiri libere (neîmpiedicate) după axa principală respectivă. O astfel de prindere ar trebui să asigure transmiterea exclusivă a forţei axiale din stâlp şi a forţelor orizontale. Implicit, inexistenţa la nivelul prinderii a unui moment

- 12 -

încovoietor asigură o presiune uniformă pe talpa fundaţiei şi permite economii semnificative de beton şi armătură (la nivelul fundaţiei). Prinderea articulată a stâlpului în fundaţie se poate obţine în mod aproximativ prin prevederea şuruburilor de ancoraj în axa de simetrie a secţiunii 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 întinderii din şuruburi permite preluarea unui moment redus în prindere, ceea ce conferă o anumită rigiditate la rotire. Aceasta face ca funcţionarea articulaţiei (ce va fi adoptată în schema statică) să fie aproximativă. Forţa tăietoare se transmite fundaţiei prin frecarea dintre placa de bază şi betonul de subturnare, prin dispozitive specifice şi prin forfecarea şuruburilor de ancoraj.

Articulaţia se obţine după o singură direcţie, pe direcţia ortogonală acesteia prinderea fiind una încastrată. Prinderea articulată realizează prin dispunerea şuruburilor de ancoraj pe axa de simetrie a secţiunii stâlpului metalic, axă după care se urmăreşte funcţionarea articulaţiei.

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

II.4.2- Reazeme fixe utilizate la realizarea prinderii articulate a

stâlpilor metalici în fundaţie. (conform lucrării [11])

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

(a) (b)

1 Modul de obţinere al prinderii articulate pentru stâlpii secundari este prezentat în subcapitolul II.3 şi reprezentat grafic în figura 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 rotirilor relative între elementul structural şi fundaţie la nivelul prinderii. Astfel se realizează transmiterea la nivelul fundaţiei a forţei verticale, orizontale şi a momentului 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 la nivelul prinderii ar determina deteriorarea betonului şi implicit dispariţia contactului intim dintre placa de bază şi betonul de subturnare. Rigiditatea sporită de la nivelul prinderii face ca ipoteza acceptată în calcul, a distribuţiei liniare a tensiunilor în beton sub placa de bază, să fie apropiată realităţii. Rezistenţa la solicitări mecanice a prinderii este superioară celei a elementului metalic fixat. Astfel se respectă cerinţele normativelor în vigoare, ca cedarea să apară la nivelul elementelor structurale şi nu în prinderi sau îmbinări. Prinderea încastrată în fundaţie a elementelor metalice conferă o rigiditate superioară structurii (prin creşterea gradului de nedeterminare statică a structurii), dar conduce la tensiuni superioare în elementul metalic şi în fundaţie, faţă de prinderea articulată. În consecinţă dimensiunile elementelor vor fi mai mari. Descrierea elementelor componente ale prinderii încastrate în fundaţie sunt descrise în subcapitolul II.1. Metoda de dimensionare şi verificare a pieselor 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 elementelor metalice cu secţiune circulară tubulară de diametru mare sunt făcute în subcapitolul II.2 şi prezentarea grafică a unei astfel de prinderi este făcută în figura 2-6. Prinderea încastrată după ambele direcţii a elementelor metalice în fundaţie este cea mai des întâlnită în practica construcţiilor civile şi industriale cu structură metalică.

II.6- Măsuri constructive pentru îmbunătăţirea comportării. Argumente tehnice.

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

Pentru obţinerea unei comportări satisfăcătoare a prinderii elementelor metalice 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 optimizarea comportării şi reducerea gradului de risc. Măsurile constructive generale (conform [S 1]) ale prinderii elementelor metalice în fundaţie şi recomandările generale, grupate în funcţie de piesa componentă 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 temperatură inferioară celei minim posibile a mediului unde sunt amplasate. În cazul înglobării în beton, este suficientă utilizarea oţelului a cărui rezilienţă este garantată de producător la +20°C (de tipul „k”).

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

- Şaibele inferioare(def) (cele aflate în contact cu placa de bază) trebuie să aibă o grosime minimă de 15÷20 mm. Dimensiunile exterioare ale acestora se recomandă să depăşescă marginea găurii din placa de bază cu 20÷30 mm pe tot conturul şi niciodată marginea şaibei nu trebuie să cadă la mai puţin de 10 mm de marginea găurii din placa de bază (vezi fig. 2-5). Se va da o mare atenţie la faptul că există toleranţe de montaj la poziţionarea şuruburilor de ancoraj. Astfel niciodată în practică şuruburile nu cad centric în gaura plăcii de bază. Din acest motiv şaibele inferioare se vor confecţiona după înglobarea şuruburilor şi după stabilirea abaterilor în plan (faţă de gaura din placa de bază). Confecţionarea lor se face din oţel sudabil, compatibil cu cel al plăcii de bază. Diametrul găurii de trecere 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 cu placa 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 să fie capabilă să reziste solicitării de încovoiere şi forfecare, apărută ca urmare a preluării de la nivelul piuliţei, a efortului capabil al şurubului de ancoraj. Ea asigură transmiterea solicitării, în condiţii de siguranţă, profilelor pe care reazemă (vezi fig. 2-5). Dimensiunea şaibei superioare se recomandă să permită rezemarea sa pe contur pe o lăţime de 20÷30 mm.

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

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

- Este necesară asigurarea unei lungimi filetate a şurubului de ancoraj care să permită strângerea piuliţei şi a contrapiuliţei. În acest scop este necesară existenţa a 3÷4 paşi de filet liber (faţă de poziţia strâns a contrapiuliţei). Se recomandă întreruperea zonei filetate la nivelul şaibei superioare. În caz contrar, în calculul tensiunilor de întindere din şurub se consideră secţiunea redusă, măsurată la fundul filetului. Se precizează că această recomandare practic nu este realizabilă, datorită abaterilor la montaj. Se va evita prin alcătuiri constructive corespunzătoare ajungerea filetului în zona de solicitare la forţe tăietoare şi/sau la strivire. Zonele filetate ale şuruburilor de ancoraj vor avea lungimi minime necesare şi vor asigura toleranţele de montaj.

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

este impusă de modul de realizare a subturnării (îndesare, turnare). Se recomandă ca rezistenţa de calcul a acestuia să fie de minim 2 ori mai mare decât 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 ori mai mare decât efortul unitar maxim de compresiune obţinut sub placa de bază a elementului structural. - Şuruburile de ancoraj grupa 5.6 se vor îngloba în beton de fundaţie având clasa minimă 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 beton armat trebuie să asigure plasarea marginii capului inferior al şurubului la o distanţă de minim 20 mm de armătura de rezistenţă din cuzinet.

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

- Este interzis a se suda tija şuruburilor de ancoraj de şaibă sau de placa de bază a elementului structural. În cazul şuruburilor de ancoraj din oţel aliat, supus tratamentelor termice este interzisă sudarea în general. Chiar şi sudarea prin puncte a tijei acestora de carcasa rigidă, necesară asigurării poziţiei în plan şi pe verticală a şuruburilor la montaj, este interzisă.

Cerinţele minimale de mai sus sunt obligatorii, prin proiectare şi execuţie trebuind luate măsuri ca acestea să fie respectate. Aceste măsuri ţin cont de importanţa acestei prinderi şi de dificultatea remedierii deteriorărilor importante ce ar putea să apară la nivelul acesteia. Recomandările sunt făcute pe baze teoretice şi pe analiza comportării prinderilor existente.

II.6.2- Prevederi suplimentare pentru prinderea elementelor structurale 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 circulară tubulară de diametru mare în fundaţie este necesară respectarea măsurilor constructive generale descrise la punctul II.6.1, cât şi a măsurilor constructive specifice prezentate în paragrafele de mai jos (impuse de normativele şi standardele în vigoare: [S 1], [S 2],[S 4]). Totodată, recomandările generale rămân valabile, acestora adăugându-se cele din prezentul subcapitol: (conform lucrării [S 1])

- În cazul elementelor a căror placă de bază este reprezentată de o coroană circulară baza este rigidizată prin dispunerea a două nervuri (vezi fig. 2-6) pentru fiecare şurub. Acestea se prind cu sudură de placa de bază, peretele elementului şi coroana superioară. - Sudura nervurilor de elementul structural trebuie să permită preluarea întinderii capabile a şurubului de ancoraj. - Nervura este o placă groasă ale cărei dimensiuni plane trebuie să facă un raport cu grosimea sa de maxim 15.

- Distanţa dintre două şuruburi (vezi fig. 2-6) este, în mod obişnuit, mai mare de 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 şaibei groase de placa de bază, cu respectarea distanţei minime admisibile dintre cordonul orizontal de sudare al nervurii şi cel de sudură pe contur al şaibei groase. Se recomandă ca distanţa dintre şuruburile de ancoraj (vezi fig. 2-6), în general, 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, cu placă de distribuţie, trebuie ca distanţa dintre axele lor să fie de minim 2 ori lăţimea unei plăci de distribuţie.

II.7- Particularităţi de execuţie şi montaj.

II.7.1- Particularităţi de execuţie a fundaţiilor aferente structurilor metalice.

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

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 şi unghiuri 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 de bază şi diametrul brut al şuruburilor.

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

Verificarea manuală a poziţiei şuruburilor se face prin realizarea de capre 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 mare posibilă). Spaţiul liber între faţa armăturii şi colţul plăcii de ancoraj a şurubului trebuie să fie de minim 50 mm.

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

II.7.2- Montajul structurilor metalice.

Montajul stâlpilor structurilor metalice pe fundaţie se face cu respectarea poziţiei acestora în plan şi pe verticală, în conformitate cu proiectul tehnic. Poziţionarea în plan se face cu respectarea toleranţelor admisibile prevăzute în proiect, respectiv a unei abateri maxime egală cu 50% din diferenţa dintre diametrul 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 bază nu se încadrează în toleranţa de execuţie prevăzută în proiect, sau a amplasării fundaţiei locale faţă de celelalte fundaţii, noua soluţie de rezemare va trebui să fie stabilită tot de către proiectant. Există situaţii în care fundaţia trebuie demolată şi returnată în poziţia corectă.

Se iau măsuri speciale care să asigure nedeteriorarea filetul şuruburilor la montajul stâlpului. În acest sens se montează capişoane din ţeavă subţire la fiecare şurub, înainte de aducerea la poziţie a stâlpilor. Aceste capişoane sunt refolosibile. Pe toată perioada de la turnarea fundaţiei până la definitivarea montajului filetele şuruburilor şi piuliţele sunt menţinute sub strat de vaselină, pentru a împiedica ruginirea. Când montajul a fost definitivat şi forţele de prestrângere verificate cu chei dinamometrice se degresează vaselina. După montaj, pe filetul şurubului, şaiba superioară, piuliţă şi contrapiuliţă se aplică mai multe 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÷70 mm sub cota de montaj a stâlpului. Operaţiunea de calare(def) a stâlpului se face cu ajutorul unor plăci metalice de grosimi diferite (bailagăre) sau cu ajutorul unor şuruburi suplimentare de calaj. Operaţiunea de montaj a unui stâlp este dificilă, având în vedere că simultan calării(def) stâlpului trebuie asigurată şi o corectă poziţionare în plan. Pe tot parcursul calării piuliţele şuruburilor sunt montate fără a fi strânse, iar stâlpul metalic, pe întreaga perioadă, este susţinut cu ajutorul macaralei. Operaţiunea de calare şi poziţionare a stâlpului poate fi repetată după montajul tuturor stâlpilor, 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 stabilite prin proiect. Spaţiul dintre cuzinetul stâlpului şi partea inferioară a plăcii de bază se umple cu betoane de rezistenţă cu agregat mărunt (cu granula maximă de 7 mm) 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 cu minim 50 mm şi va fi prelucrat pe contur cu o pantă de 45˚. Betonul de subturnare se va executa până la faţă superioară a plăcii de bază pentru o comportare mai bună la preluarea forţelor tăietoare. Subturnarea se va face numai după ce au fost verificate poziţiile tuturor stâlpilor clădirii. Pentru a proteja prinderea elementului metalic în fundaţie de acţiunea mediului, 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 şi fiabilitatea prinderii.

Prinderea structurii metalice în fundaţie prin intermediul şuruburilor de

ancoraj este fundamentală pentru corecta funcţionare a structurii. Din acest motiv ruperea unuia sau mai multor şuruburi de ancoraj reprezintă o situaţie excepţională şi trebuie evitată. Conform prevederilor legale în vigoare, şuruburile de ancoraj se dimensionează astfel încât starea de solicitare maxim posibilă să nu ducă la intrarea lor în curgere (sub această solicitare).

Pentru buna comportare în timp se iau măsuri de prestrângere a şuruburilor la montaj. După montaj, pe filetul şurubului, şaiba superioară, piuliţă şi contrapiuliţă se aplică mai multe straturi de vopsea. Perioada de garanţie pentru vopselele speciale anticorozive sunt în prezent în jur de 15 ani.

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

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

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

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

________

- 20 -

CAPITOLUL III ANALIZA 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 se confecţionează, în general, din oţeluri cu aceeaşi clasă de calitate cu a şurubului de ancoraj acceptându-se însă şi o clasă inferioară. Atunci când capătul liber nu este înglobat în beton este necesară dispunerea unei contrapiuliţe. (4) şaiba. Se folosesc şaibe groase. Sunt confecţionate din oţeluri sudabile şi compatibile cu materialul plăcii de bază a elementului structural.

În afară de elementele comune descrise anterior alcătuirea şurubului de ancoraj variază în funcţie de tipul de ancoraj ales. Tipul de ancoraj se alege funcţie de grosimea de beton disponibilă (în care se va realiza ancorarea). În cazuri speciale, tipul de ancoraj poate fi ales şi pentru satisfacerea necesităţii existenţei unor toleranţe la montaj mari sau pentru a permite înlocuierea şuruburilor de prindere.

În continuare sunt prezentate principalele tipuri de şuruburi de ancoraj folosite 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 recomandă folosirea şuruburilor cu ancoraj normal, la care efortul de întindere se consideră în mod acoperitor de către stas-urile româneşti în vigoare a fi preluat integral prin 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 în desenul 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 de cedare(def) şi implicit a reduce lungimea de înglobare necesară se folosesc şuruburile cu ancoraj scurt şi placă de distribuţie. Acoperitor se consideră că solicitarea se transmite prin forfecarea betonului de pe suprafaţa laterală a prismei cu baza definită de placa de distribuţie şi cu înălţimea dată de lungimea de ancoraj (vezi fig. 3-2, secţiunea b-b). Şuruburile cu ancoraj scurt sunt cel mai des folosite în practică. Folosirea lor permite ancorarea într-un bloc de fundaţie de dimensiuni mai mici, prin comparaţie 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 a marginii blocului de beton se poate dezvolta o suprafaţă de fractură înclinată ce intersectează limita laterală a volumului de beton. Acest mecanism de cedare duce la dezvoltarea unui efort capabil în şurubul de ancoraj inferior celui din calculul uzual şi, implicit, la cedarea prematură. Standardele în vigoare permit poziţionarea şurubului de ancoraj la o distanţă minimă de 50 mm de armătura verticală din cuzinet.

Caracteristicile geometrice şi mecanice ale şuruburilor cu ancoraj scurt sunt precizate 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 o evazare ce face posibilă solidarizarea cu o placă de ancoraj prevăzută cu gaură corespunzătoare. Acest ansamblu este ancorat la capătul ciocan al şurubului prin intermediul plăcii de ancoraj ce transmite solicitarea unei ţevi înglobate pe o lungime suficientă transmiterii efortului de întindere la beton.

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

- 23 -

III.2- Transmiterea solicitării de la nivelul şurubului 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 cedării prin 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 capului către suprafaţa elementului. Adâncimea mare de înglobare, specifică şuruburilor de 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 sau dimensiunea buloanelor), conul de cedare nu s-ar putea forma integral, fiind precedat de cedarea prin despicare a betonului fundaţiei. În cazul respectării normelor, aferente, în vigoare se consideră că fenomenele de mai sus sunt evitate, ruperea în beton fiind caracterizată de formarea unei suprafeţe de fractură a cărei dezvoltare începe de la nivelul capului şurubului 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 de considerarea formei conului de cedare(def) , de aproximarea stării de eforturi în beton şi de ipotezele privind rezistenţa de aderenţă(def) pe suprafaţa de cedare admisă. 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 sau armat. Încercările experimentale au dovedit o comportare neliniară a betonului mai 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 efort capabil de întindere al şurubului. Acesta are loc prin fenomenul de aderenţă existent între tija metalică şi beton, iar, în cazul existenţei unei plăci de distribuţie (pentru şuruburile cu ancoraj scurt), prin forfecarea betonului. Rezistenţa de aderenţă de calcul, conform prevederilor STAS 10107/0-90 se obţine prin amplificarea cu un coeficient supraunitar a rezistenţei de calcul la întindere a betonului. Aceasta ţine seama de condiţiile de aderenţă apreciate a avea loc (favorabile, defavorabile) şi de tipul solicitării (normale, severe). Se consideră în mod acoperitor că această rezistenţă de aderenţă nu se manifestă pe o lungime de 7÷10 diametre în vecinătatea feţei superioare a betonului. Se ajunge la o lungime de ancorare de aproximativ 50 de diametre ale şurubului.

- 24 -

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

Metodele de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare prezentate în continuare folosesc următoarele notaţii: n – numărul şuruburilor de ancoraj ; b – lungimea plăcii de bază ; l – lăţimea plăcii de bază (vezi fig. 3-4); l0 – 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: blA ⋅= (3.1)

W – modulul de rezistenţă al plăcii de bază: 6

2lbW

⋅= (3.2)

(notaţiile existente în relaţia (3.2) sunt precizate anterior) N1 – efortul de întindere maxim în şurub ;

)max(1

MN – 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;

Ea – modulul de elasticitate longitudinal al oţelului (Ea = 210000 N/mm2) ; Eb – modulul de elasticitate longitudinal al betonului (Eb = 33000 N/mm2 pentru acţiuni de scurtă durată şi Eb = 11000 N/mm2 pentru acţiuni de lungă 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 ancoraj şi 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 distribuţie liniară 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 singur şurub, valoarea acesteia se obţine din condiţia echilibrului între acţiuni şi reacţiuni, prin scrierea ecuaţiei de moment în raport cu centrul de greutate al eforturilor unitare de compresiune:

−⋅

−⋅−=

32

32

0

1 xl

n

xlNM

N (3.5)

- 26 -

unde: lx ⋅+

=minmax

max

σσσ

(3.6)

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

III.3.2- Metoda nr. 2 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi 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.

2

0 bb

RblN

⋅⋅⋅= α (3.7)

NNN ba −= (3.8)

03

122

20

0 =

−⋅⋅⋅⋅−

−⋅+ ααbR

blllNM (3.9)

Notaţii:

−⋅+=20

llNMM a (3.10)

b

a

Rbl

M

r ⋅⋅⋅= 2

02

0

21 (3.11)

⇒

−⋅=3

11

20

ααr

(3.12)

⇒ 20

325.25.1

r−−=α (3.13)

bN - rezultanta eforturilor de compresiune din beton ;

aN - rezultanta eforturilor de întindere din şuruburi.

Efortul de întindere într-un şurub se obţine prin împărţirea valorii obţinute Na la numărul şuruburilor întinse.

III.3.3- Metoda nr. 3 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare. (conf. lucrării [S 4])

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

At – aria secţiunii nominale totală a şuruburilor de ancoraj întinse (secţiune în zonă lisă) ; Ft – suma eforturilor de întindere în toate şuruburile de ancoraj ; pm – tensiunea de compresiune maximă pe beton la marginea plăcii de bază

- 27 -

dt – distanţa de la axele şuruburilor întinse la axa după care acţionează vectorul moment ; d1 – 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 l0 .

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 zonei comprimate este egală cu hp . Prin scrierea condiţiilor de echilibru se poate determina, în funcţie de dimensiunile plăcii şi valoarea momentului încovoietor, compresiunea maximă în stâlp pentru care apare întindere la nivelul tijei şuruburilor. Ecuaţia de moment se obţine prin exprimarea echilibrului în raport cu centrul de greutate al plăcii de bază.

pp

tm bh

dpN ⋅

+⋅⋅=

221

(3.14)

+⋅−⋅⋅

+⋅⋅=

231

2221 p

tp

pp

tm

hd

hb

hdpM (3.15)

⇒ tp dh

MN

−⋅= 3

max (3.16)

Pentru N≥Nmax nu apar întinderi în şuruburi. Lăţimea zonei comprimate este egală cu lăţimea piesei (y0=hp), iar diagrama presiunilor în beton se acceptă ca 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 se poate obţine valoarea presiunii maxime.

ppmm bh

ppN ⋅⋅+=

2'

(3.17)

( )12

'2

ppmm

hbppM

⋅⋅−= (3.18)

⇒ 2max

6

pp

pm

hb

hNMp

⋅⋅+⋅

==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 al eforturilor unitare de compresiune, respectiv în raport cu axa şuruburilor întinse determinându-se valorile căutate ca funcţie de lăţimea zonei comprimate.

( )

3/2/

3/2/

0

0

yhd

yhNMF

pt

pt −+

−⋅−= (3.20)

( )

)3/2/(

2

00 yhdyb

dNMp

ptp

tm −+⋅⋅

⋅+⋅= (3.21)

- 29 -

Se acceptă poziţionarea axei neutre funcţie de dimensiunile elementelor componente ale prinderii şi de natura acţiunilor ce conduc la solicitarea de încovoiere cu efort axial.

−+⋅⋅

⋅+⋅⋅= 1)2(10 pt

te

p

p

te hdAn

b

b

Any (3.22)

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

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

III.3.4- Metoda nr. 4 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare. (conf. lucrării [S 15])

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 ; l0 – 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 ∙l0 (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 al

diagramei presiunilor şi folosirea de aproximări succesive în sensul siguranţei s-a determinat relaţia efortului de întindere în şuruburi:

Formula de calcul:

−−⋅−⋅

−=

00 33

33

l

aN

l

MNa

ξξ

(3.25)

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

Formula de calcul: ( ) 0

00

3

6

lb

l

aN

l

M

b ⋅⋅−⋅

⋅+⋅

=ξξ

σ (3.26)

S-a exprimat printr-o ecuaţie unică condiţia impusă de ipoteza secţiunilor plane sub solicitări în domeniu elastic, ţinându-se cont de caracteristicile elastice diferite ale oţelului şi betonului:

ξ

ξσ−

=⋅⋅1b

a

a

bt

E

E

N

A (3.27)

- 31 -

Această relaţie a fost obţinută prin prelucrarea sistemului de ecuaţii:

ξ

ξξ

ξεε

−=

⋅−⋅=

100

0

ll

l

a

b (3.28)

bbb E⋅= σε (3.29)

bt

aa E

A

N ⋅=ε (3.30)

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

⋅=⋅+ bNaNM

⋅−3

0llξ

(3.32)

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

prin înlocuire sistemul la o ecuaţie:

( )

−⋅=⋅−⋅+⋅ 11

132

ξγξαξα (3.33)

unde: MaN

lN

+⋅⋅= 0α (3.34)

bb

ta

AE

AE

⋅⋅⋅= 6γ (3.35)

Aceasta permite determinarea necunoscutei ξ , a cărei cunoaştere este suficientă

şi necesară pentru determinarea necunoscutelor Na şi bσ din relaţiile de calcul

(3.25), respectiv (3.26).

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

Pe aceste considerente, se poate stabili o metodă combinată între 1 şi 2 care 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, supusă la compresiune şi încovoiere (conform metodei 1). Presiunea maximă pe beton astfel 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 prinderea elementelor 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 de subturnare este făcută în subcapitolul IV.3.

- 32 -

III.4- Verificarea prin calcul a secţiunii şuruburilor de ancoraj.

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

În cazul şuruburilor de ancoraj, solicitarea de dimensionare este cauzată de încărcările orizontale pe structură (exemplu: vânt, seism, acţiunea podurilor rulante). Echivalent formulat, dimensionarea şuruburilor de ancoraj , conform lucrării [S 1], se obţine din gruparea ce determină momentul încovoietor maxim sau din gruparea ce determină forţa axială minimă în prinderea stâlpului metalic de fundaţie. La nivelul ancorajului nu se acceptă incursiuni în domeniul plastic, dimensionarea făcându-se în mod obligatoriu la solicitări corespunzătoare unui răspuns elastic al structurii. Mai mult, datorită incertitudinii comportării locale, se adoptă coeficienţi ai condiţiilor de lucru ce aduc reduceri importante ale rezistenţei de calcul a materialului. În cazul conformării prinderii ca încastrată după ambele direcţii se studiază grupările ce conduc la valori mari ale momentelor de încovoiere după ambele direcţii de solicitare.

Dacă rezolvarea constructivă nu permite preluarea forţei tăietoare în alt mod, şuruburile de ancoraj vor prelua şi această solicitare. Acest caz necesită considerarea 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 mai defavorabilă. Astfel dimensionarea se face, de obicei, la gruparea ce include acţiunea seismică, în conformitate cu cerinţele normativului P100-1/2006. Astfel, eforturile secţionale de la baza stâlpului se determină cu formula: EFovGFdF EEE ,,, 1.1 ⋅Ω⋅⋅+= γ (3.36)

dFE , - efortul total de calcul la baza stâlpului, ce include şi acţiunea seismului ;

GFE , - efortul secţional din acţiunile neseismice conţinute în gruparea de

încărcări; EFE , - 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 ( EldM , , EldV , ), pentru proiectarea

elementelor structurale nedisipative.

iEd

iRdpl

M

M

,

,,=Ω (3.38)

iRdplM ,, - momentul plastic, la baza stâlpului ;

iEdM , - momentul efectiv, din gruparea ce conţine seismul.

- 33 -

Conform formulei de mai sus, eforturile provenite din seism sunt amplificate cu valoarea EFov E ,1.1 ⋅Ω⋅⋅γ , acest coeficient fiind limitat superior la situaţia

răspunsului integral în domeniu elastic a structurii: qE EFov <⋅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 de ancoraj”. Trebuie precizat că, în marea majoritate a cazurilor, forţa tăietoare este preluată prin frecarea dintre placa de bază şi beton.

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

Particularităţile acestor elemente structurale la nivelul conformării prinderii în fundaţie este adusă de secţiunea circulară. Astfel, placa de bază este reprezentată de o coroană circulară sau sub formă de disc realizată din tablă groasă. 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 -

Nunit – efortul de întindere într-un şurub teoretic situat la distanţa unitate de axa neutră a încovoierii ; Ni – efortul de întindere într-un şurub (şurubul „i”) ; di – 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 ; dg – diamentrul găurilor pentru şuruburi din placa de bază.

III.5.1- Metoda nr. 1 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare, în cazul elementelor metalice de secţiune circulară tubulară de diametru mare. Metoda de calcul propusă de [S 1] acceptă ipoteza secţiunilor plane şi nu

ţine cont de faptul că oţelul şi betonul au module de elasticitate diferite. Eforturile secţionale considerate sunt reprezentate de încovoiere monoaxială şi de compresiune. În raport cu solicitarea de încovoiere axa neutră este identică cu axa de simetrie. Dispunerea în secţiune a şuruburilor este uniformă (definită de unghiuri la centru, de valoare aaaa, egale) şi solicitarea este direct proporţională cu

alungirea în tijă (vezi fig. 3-9, Metoda 1): iuniti dNN ⋅= (3.47)

∑ ⋅=⋅2/

1

)(21 n

ii dNM (3.48)

)cos(2 iid α⋅Φ= (3.49)

[ ]∑⋅⋅

Φ⋅=⋅4/

1

22

)(cos222

1 n

iunitNM α

⇒ [ ]∑⋅Φ

= 4/

1

22 )(cosn

i

unit

MN

α (3.50)

Efortul de dimensionare al şuruburilor de ancoraj este:

- 36 -

n

N

n

MN −

Φ⋅⋅= 4max

1 (3.54)

Presiunea maximă pe betonul de subturnare este:

( ) +⋅−−⋅

⋅== 22int

2max

4

gext

bdnDD

N

πσσ

( )

⋅⋅−⋅−−⋅

⋅⋅

∑n

iggext

ext

yddnDD

DM

1

2244int

4 16

32

π (3.63)

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

Pentru calculul aportului adus de momentul încovoietor, n

MN M

⋅Φ⋅= 4)max(

1 , se

poate folosi următorul algoritm:

MN M ⋅= β)max(1 (3.73)

)max(1

MN - întinderea în şurubul cel mai solicitat determinată de momentul

încovoietor ;

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

=n

4β ) ;

M – momentul încovoietor ce se dezvoltă la baza elementului.

Tabel 3-1. Valorile coeficientului bbbb funcţie de diametrul cercului de

poziţionare a şuruburilor pe secţiune (FFFF) 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 flanşă inelară. Se măsoară în m-1.

Φ⋅

=n

4β

n - numărul de şuruburi de ancoraj ;

- 37 -

FFFF - 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 realizarea constructivă) şi maxime recomandate, prezentate la punctul II.6.2.

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

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 centrică prin şoc se poate face cu relaţia:

cnec R

PA

⋅= 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 forţei tăietoare la fundaţie prin folosirea altor elemente, solicitarea la nivelul tijei este de întindere centrică. Caracterul încărcărilor ce acţionează asupra structurii (static, dinamic, variabil ondulant sau alternant) se regăseşte şi la nivelul solicitării de întindere a şuruburilor, cu precizarea că la nivelul acestora nu pot apare 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 este procesul de iniţiere şi propagare a uneia sau mai multor fisuri, ca rezultat al aplicării repetate a unei solicitări. Constă în scăderea rezistenţei metalului supus solicitărilor sau deformaţiilor repetate de un număr mare de ori. Un caz particular al 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 nivelul şuruburilor de ancoraj ale structurilor mecanice sunt:

- 38 -

necorespondenţa între poziţia şurubului de ancoraj şi poziţia găurii corespunzătoare din placa de bază ; deteriorarea filetului şuruburilor de ancoraj, acolo unde nu s-a folosit protectoare 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 corecţie eficientă. În lipsa aplicării metodei respective sau prin ignorarea defecţiunilor apar următoarele consecinţe negative: Prin forţarea pătrunderii tijei şurubului în găurile iniţiale realizate în placa de bază (practic posibilă numai în cazul unor abateri superioare celor admisibile, dar sensibil apropiate ca valoare) se obţine o deteriorare a filetului. Pentru a preveni o posibilă astfel de deteriorare la montaj filetul este acoperit cu un protector. Forţarea tijei pentru a intra în gaura plăcii de bază duce la apariţia unui efort de încovoiere în tijă. Aceasta determină pe primele 7÷10 diametre de înglobare, tensiuni suplimentare în beton. În cazul aplicării de şocuri mecanice pentru a fi adusă tija la poziţie, deteriorarea filetului va duce la imposibilitatea montării piuliţei de strângere. În orice caz, astfel de solicitări prin şoc importante determină pierderea aderenţei tijă-beton pe o lungime semnificativă. Se interzice cu desăvârşire forţarea tijei şurubului în cazul nepotrivirii poziţiei prin găurile plăcii de bază. Forţarea avansării piuliţei pe un filet deteriorat duce la deteriorarea suplimentară 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 forţei tăietoare prin intermediul şuruburilor de ancoraj să se facă într-un mod defectuos şi foarte periculos. Intrarea în lucru a şuruburilor se face la momente diferite (succesiv, funcţie de distanţa dintre tija şurubului şi peretele găurii din placa da bază), solicitarea maximă a şurubului fiind mai mare celei estimate prin calcul. Imposibilitatea asigurării contactului dintre tija şurubului şi placa de bază (simplu şi integral realizat prin intermediul dispunerii şaibelor groase) crează premizele apariţiei unei potenţiale solicitări prin şoc cauzată de forţa tăietoare. În acest caz apare o solicitare dinamică importantă. Dispunerea şaibei groase de la nivelul plăcii de bază este obligatorie. În cazul omiterii sale în faza de proiectare sau execuţie există metodă de remediere a defectului (se aplică ulterior semişaibe ce se sudează între ele şi de placa de bază).

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

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

- 39 -

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

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

III.9- Analiza zonei filetate a şuruburilor de ancoraj.

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 pe spirele filetului. Încărcarea neuniformă a filetului se manifestă prin concentrări de sarcini 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 filetele cuplei tribologice se face în procentele prezentate în figura 3-27, unde numerele 1÷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 tendinţa de uniformizare a încărcărilor pe fiecare spiră, în cazul piuliţei de degajare (vezi fig. 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 filet conic 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 de ancoraj.

Pe planurile proiectelor tehnice de construcţii metalice şuruburile de ancoraj

se notează convenţional în modul prezentat mai jos.

Exemplu: M24 – gr. 4.6 - 4k - l=800 mm Semnificaţia 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 =⋅== rmR σ N/mm2 ;

4.6 – efortul de intrare în curgere: 2401064 =⋅⋅== ccR 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 de tipul lor (pentru prezentare vezi subcapitolul III.1), se trec în desenul proiectului tehnic: lungimea de ancorare, lungimea filetată, dimensiunile şaibei inferioare şi superioare, dimensiunile celor două piuliţe.

_______

- 41 -

CAPITOLUL IV STADIUL ACTUAL

AL CUNOAŞTERII COMPORTĂRII ŞI METODELOR DE CALCUL

ALE ŞURUBURILOR DE ANCORAJ.

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

Descrierea modurilor uzuale de prindere ale elementelor metalice în fundaţie este făcută în subcapitolul II.1 . În acest subcapitol vor fi prezentate dimensiunile uzuale, etapele şi algoritmul de calcul al prinderii încastrate în fundaţie a stâlpilor metalici. Reprezentarea grafică este făcută în fig. 2-5. Măsurile constructive şi recomandările pentru această prindere au fost descrise la punctul II.6.1 . Prevederile specifice prinderii articulate sunt tratate în subcapitolul II.3, iar dimensionarea acestei prinderi se face în conformitate cu algoritmul de mai jos, cu diferenţa că momentul încovoietor în prindere este nul. (prezentat într-o formă asemănătoare în 4.1)

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

Pentru calculul efortului maxim de compresiune în betonul de subturnare şi a solicitării de întindere în şurubul de ancoraj cel mai solicitat este necesară cunoaşterea 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 btbB ⋅+⋅+= 22 (4.1)

b – lăţimea profilului stâlpului metalic ; ttr – grosimea traverselor prinderii (uzual: ttr=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 de ancoraj.

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 RR ⋅=== 5.0maxmax σσ (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 bază şi şuruburilor de ancoraj să se ţină cont de faptul că oţelul şi betonul au module de elasticitate diferite3. Pentru a se permite o eventuală corectare a erorilor de betonare sau trasare 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, datorită posibilităţii de compensare a abaterilor de montaj a poziţiei în plan, se pot realiza găuri de diametre mai mici. Pentru a permite expulzarea aerului şi pentru a asigura o completă injectare 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 plăcii de 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 tip HEB) vezi fig. 2-5. 2 Pentru prezentarea ecuaţiei uzuale de determinare a efortului maxim de compresiune în betonul de subturnare vezi punctul III.3.1. 3 Pentru descrierea metodelor de calcul ce ţin cont de diferenţa dintre modulul de elesticitate al oţelului şi al betonului vezi punctele 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 betonului vezi fig. 2-5.

- 43 -

Dimensionarea diametrului tijei şuruburilor de ancoraj se face prin folosirea algoritmilor de calcul prezentaţi în subcapitolul III.3. Adoptarea lungimii zonei filetate, lungimii de ancoraj, piuliţei şi contrapiuliţei sunt prezentate la subpunctul II.6.1. Determinarea grosimii şaibei inferioare se face conform recomandărilor de la subpunctul III.6.1.2 , iar grosimea şaibei superioare în conformitate cu precizările de la punctul II.6.1 .

IV.2.3- Traversele.

Se precizează că pentru bazele stâlpilor secundari, slab solicitaţi, traversele pot să lipsească. Asigurarea lungimii de deformare liberă este obligatorie şi se realizează tehnic, în mod curent, cu ajutorul pieselor descrise în subcapitolul II.1. În celelalte cazuri este necesară dispunerea traverselor (vezi fig. 4-1), ce sunt uzual 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 din următoarele condiţii:

(1) Prinderea traverselor de stâlp trebuie să fie capabilă să transmită întreaga solicitare a capătului inferior al stâlpului (N, M). Pentru cazul din fig. 4-1, înălţimea traversei trebuie să respecte relaţia:

( ) )()(24 Mtr

Ntrfsstr NNRah +≥⋅⋅−⋅ (4.3)

4 – numărul cordoanelor de sudură ce preiau solicitarea ; htr – 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 Ntr = (4.4)

)(NtrN –efortul în traversă apărut datorită forţei de compresiune axială a stâlpului;

h

MN M

tr =)( (4.5)

)(MtrN – efortul în traversă apărut datorită momentului încovoietor după axa tare

a stâlpului (M), direcţie după care prinderea este încastrată ; ti thh += (4.6)

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

(2) Traversele şi prinderea acestora de stâlp trebuie să fie capabile a transmite efectul de consolă ce apare în placa de bază, efect prezentat în paragraful următor. Reacţiunea din betonul de subturnare induce un moment de încovoiere în placa de bază, fibra întinsă fiind situată la faţa inferioară. Efortul de întindere în şuruburile de ancoraj determină o încovoiere a plăcii de bază, fibra întinsă fiind situată 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, la contactul cu stâlpul, solicită sudurile traversei de stâlp (Pentru reprezentare vezi fig. 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 pe mediul elasto-plastic omogen reprezentat de betonul de subturnare. În cazul unei traverse dreptunghiulare secţiunea cea mai periculoasă este secţiunea verticală la contactul cu stâlpul, în imediata vecinătate a sudurilor verticale (vezi fig. 2-5). Trebuie respectată condiţia:

RW

M

tr

tr ≤ (4.7)

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

tr

pbtr n

MM = (4.8)

Mpb – 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 pe respectiva direcţie.

( ))2()1( ,max pbpbpb MMM = (4.9)

Lc

M bpb ⋅⋅=

2

2max)1( σ

(4.10)

sspb TdnM ⋅⋅=)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 (se măsoară 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 ; Ts – efortul capabil de întindere al şuruburilor de ancoraj. În cazul pretensionării şuruburilor apar ambele momente încovoietoare

( )1(pbM şi )2(

pbM ), pretensionarea reducând încovoierea provocată de reacţiunea din

betonul de subturnare. Este necesară contarea cu prudenţă pe efectul favorabil al pretensionării, datorită faptului că, în orice element metalic supus unei solicitări constante prelungite, în timp apare fenomenul de relaxare, ce conduce la reducerea stării de tensiune din prestrângere.

6

2trtr

tr

thW

⋅= (4.12)

- 45 -

Wtr – modulul de rezistenţă al unei traverse (în secţiune verticală) ; htr – înălţimea traversei în secţiune verticală ; ttr – grosimea traversei.

Punând condiţia: RW

M

tr

tr ≤ şi cunoscând înălţimea traversei (htr) se

determină grosimea necesară a acesteia (ttr). 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 betonul de subturnare mai mari decât cele estimate în vecinătatea secţiunii stâlpului şi mai reduse în rest. Astfel, situaţia reală de încărcare determină încovoieri mai

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

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, în mod acoperitor, ca fiind constantă pe suprafaţă şi numeric egală tensiunii maxime acceptabile pe betonul de subturnare. Reazemele sunt reprezentate de secţiunea stâlpului, de traverse şi de nervurile suplimentare de rigidizare a plăcii de 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: placă rezemată pe contur (tip 1) ; placă rezemată pe 3 laturi (tip 2) ; placă rezemată pe 2 laturi (tip 3) ; placă în consolă (tip 4), toate solicitate de o încărcare constantă pe suprafaţă şi perpendiculară pe planul plăcii. Teoria elasticităţii oferă modele şi algoritmi de calcul ce permit determinarea momentelor încovoietoare maxime ce apar în cele 4 tipuri de plăci sus menţionate. (conform 4.4) Dacă se obţin diferenţe mari2 între grosimile de placă necesare diferitelor porţiuni de placă, pentru reducerea semnificativă a grosimii plăcii de bază, din raţiuni economice, se recomandă dispunerea, pentru acele porţiuni de placă puternic solicitate, de nervurile suplimentare de rigidizare. Acestea reduc dimensiunea panoului de placă sau/şi îmbunăţesc condiţiile de rezemare, ceea ce conduce la reducerea momentelor încovoietoare maxime şi implicit a grosimii de placă necesare. Din considerente economice se poate opta, în special în cazul elementelor slab solicitate, pentru o placă de bază de grosime mare, astfel încât să nu mai fie necesară dispunerea traverselor şi rigidizărilor. 1 Placa de bază este încărcată local, perpendicular pe planul său, şi reazemă pe întreaga suprafaţă pe un mediu elasto-plastic omogen (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 secţiunea

unui 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 de greutate al secţiunii profilului, a întinderii capabile din şurub transmisă prin intermediul şaibei superioare. - În urma efectuării calcului static pentru situaţia precizată se determină forţa tăietoare şi momentul încovoietor în secţiunea cea mai periculoasă a elementului orizontal. - 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-se fmax=1/500 din deschidere. Se precizează că o deformare importantă a profilelor ar 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 săgeată sunt foarte rare.

________

- 47 -

CAPITOLUL V CONTRIBUŢII PROPRII LA STUDIUL TEORETIC

ŞI EXPERIMENTAL AL ŞURUBURILOR DE ANCORAJ.

V.1- Desfăşurarea şi rezultatele încercărilor

experimentale 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 din 6 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 a epruvetelor 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 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj.

Determinarea eforturilor din şuruburile de ancoraj se face pornind de la premiza 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 este aproape de realitate, stâlpii având baze dezvoltate.

- 48 -

Metoda 3 şi metoda 4 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare (pentru prezentarea lor vezi punctele III.3.3, respectiv III.3.4) ţin seama de caracteristicile fizico-mecanice ale îmbinării stâlpilor în fundaţie, cât şi de caracteristicile elastice ale materialelor din care este alcătuită îmbinarea. Aceste metode, din punct de vedere teoretic, sunt mai 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 vezi punctele III.3.1, respectiv III.3.2). Metoda 2 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare, propusă în STAS 10108/0-78, consideră de la început cunoscută presiunea maximă pe betonul de subturnare, aceasta ducând la abateri ce fac formula de calcul una inexactă. Metoda 1 de calcul a întinderii din şuruburile de ancoraj şi a presiunii maxime pe betonul de subturnare, metoda de calcul inginerească obişnuită, este cea mai sugestivă dintre ele, dar este şi inexactă. Totuşi, eforturile obţinute pentru 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 de ancoraj prin cele 4 metode, se consideră că diferenţele dintre ele ies din domeniul acceptabilului (vezi şi exemplificarea numerică de la punctul IV.3, partea a II-a).

Pe aceste considerente, se poate stabili o metodă combinată între metoda 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 o secţiune omogenă de beton cu dimensiunile plăcii de bază, supusă la compresiune şi încovoiere (conform metodei 1). Presiunea maximă pe beton astfel determinată este considerată în calculul întinderii în şuruburile de ancoraj, conform metodei 2 (singura metodă corectă din punct de vedere legal, unica metodă 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 de siguranţă prinderea în fundaţie a elementelor metalice componente.

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

Se exemplifică cazul unei pompe canadiene de extragere a ţiţeiului, cu un regim de funcţionare continuu şi care efectuează 12 cicluri pe minut. Prinderea în fundaţie se realizează cu şuruburi din grupa 4.6 pretensionate la 25% din capacitatea portantă ce precede intrarea în curgere.

- 49 -

Solicitarea şuruburilor de ancoraj în regim de funcţionare continuu este o solicitare variabilă de amplitudine constantă. Comportarea şuruburilor de ancoraj sub acţiunea unei încărcări variabile şi algoritmul de calcul sunt detaliate la subpunctul III.6.3.2. Se precizează că, în accord cu ipotezele acceptate, încărcarea variabilă de amplitudine constantă este complet definită de valorile extreme 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 variabilă

de amplitudine constantă. 5.8

Tensiunea în şurub se obţine prin suprapunerea efectului solicitării repetate cu cel al strângerii iniţiale, în conformitate cu metoda de calcul a efortului în şuruburile pretensionate (vezi subpunctul III.9.4.2, considerând valoarea rigidităţii pieselor şi a rigidităţii şurubului, în accord cu comportatea prinderii cu şuruburi de ancoraj). Se recomandă contarea cu prudenţă pe efectul favorabil al pretensionării, în lipsa unei corecţii periodice reducerea sa procentuală fiind semnificativă. Funcţionarea utilajului tehnologic determină în şurubul analizat următoarele 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) ;

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

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

ssssmax=60 N/mm2 (=40%·R , R=150 N/mm2) ;

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

ssssmax=45 N/mm2 (=30%·R , R=150 N/mm2) ;

ssssc – tensiunea de intrare în curgere a şurubului ;

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

(I) Cazul adoptării unui diametru de şurub astfel încât efortul maxim să fie apropiat 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

Nt zile

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

289246012

105 6

=⋅⋅

⋅>t zile

(II) Cazul adoptării unui diametru de şurub astfel încât efortul maxim să fie 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 la cele 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 mai sus, prevederile Eurocode ([S 5]) au un grad mai mare de severitate decât prevederile standardelor româneşti ([S 4]). Valoarea redusă a extensiei de tensiune acceptată la un număr de cicluri specific utilajelor industriale

( 6105 ⋅>N cicluri ) face ca verificarea conform prevederilor Eurocode a şuruburilor de ancoraj să fie mai severă decât cea din standardele româneşti în vigoare. Se observă importanţa deosebită a realizării pretensionării şuruburilor de ancoraj pentru diminuarea extensiei de tensiune pe un ciclu ( σ∆ ). Se precizează că 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 tija şurubului.

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 de subturnare, atâta vreme cât momentul încovoietor capabil al plăcii de bază nu este depăşit. Comportarea reală a rezemării este influenţată de curbarea plăcii de bază, ce se află în contact pe întreaga suprafaţă cu mediul omogen elasto-plastic reprezentat de betonul de subturnare, ale cărui reacţiuni locale sunt direct proporţionale cu deformaţia în acel punct. Astfel, reacţiunile în vecinătatea platbandelor stâlpului şi rigidizărilor verticale vor avea valori mai mari celor situate 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 axa tare 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 făcută la punctul III.6.4) înălţimea rigidizărilor este suficientă descărcării efortului din stâlp pe întreaga secţiune aflată în contact cu placa de bază.

- 52 -

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

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

( )1⋅⋅= tA

NP (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 lungime

de 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 presiunilor

locale la nivelul betonului de subturnare. Standardul de beton ([S 8]) acceptă depăşiri locale ale rezistenţei de calcul

la compresiune (Rc).

ct RK ⋅=maxσ (5.2)

maxσ - tensiunea de compresiune locală maxim acceptată ;

3

tt 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: maxtt KK <

maxtK – valoarea maxim acceptată a coeficientului Kt.

maxtK = 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) ; maxtK = 2.0

cb RR ⋅= 5.0 (5.4)

→ bb RR ⋅=⋅= %3003maxσ (5.5)

În cazul prinderii articulate în fundaţie, repartizarea presiunilor locale este una satisfăcătoare, cu maximum în zona centrală, unde deformaţiile importante nu pot cauza expulzarea betonului de subturnare fisurat. În continuare se face comparaţia între valorile obţinute cu metoda uzuală de alegere a clasei betonului de subturnare şi o metodă ce consideră în mod acoperitor valoarea presiunilor pe beton. Cea din urmă acceptă descărcarea eforturilor la 45°, prin oţel. Astfel grosimea plăcii de bază asigură o distribuţie uniformă a efortului axial pe o suprafaţă net inferioară celei din considerarea momentului 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 distribuirea efortului axiale din stâlp în mod omogen, atât secţiunii propriuzise a stâlpului cât şi 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 prinderii articulate a stâlpului metalic în fundaţie) – uzuală.

Metoda nr. 2 de calcul a zonei active a plăcii de bază (în cazul prinderii articulate a stâlpului metalic în fundaţie) – prin considerarea distribuţiei eforturilor 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 sus prezentate. Se observă că folosirea unui beton de subturnare slab (clasa C12/15) duce, conform ipotezelor metodei nr. 2, la tensiuni de compresiune superioare valorii maxim acceptate pentru solicitări locale. Pentru o clasă superioară acesteia (clasa C16/20) 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 analiză asemănătoare celei pentru prinderea articulată. Concentrările locale de tensiune trebuie să se încadreze în limitele impuse de standardul de beton. În cazul prinderii încastrate dispunerea tensiunilor locale maxime este una defavorabilă, la extremitatea plăcii de bază existând riscul expulzării2 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 subturnare de 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 cu metoda uzuală1. În paragrafele următoare se propune o soluţie de reducere a acestor concentrări locale. Acceptând descărcarea eforturilor la 45°, se dispun platbande de grosimea plăcii de bază, sub placa de bază, în dreptul profilului stâlpului şi rigidizărilor verticale. Dimensiunile acestora sunt prezentate în fig. 5-33. Înălţimea pachetului de piese orizontale, prin intermediul cărora are loc distribuţia efortului de compresiune, se dublează. În cazul folosirii acestor platbande suplimentare concentrările de eforturi2 sunt de maxim 175% (cu 75% mai mari decât tensiunea rezultată din calculul uzual) în cazul betonului de subturnare slab (clasa C12/15) şi de maxim 120% în cazul betonului de subturnare de clasa C28/35. Spaţiul minim existent între aceste elemente orizontale suplimentare trebuie să permită pătrunderea agregatului mărunt şi a cimentului din betonul de subturnare. O deosebită atenţie trebuie acordată pătrunderii betonului injectat până în colţurile drepte formate de platbandele orizontale suplimentare. În acest scop se vor realiza găuri în placa de bază (pentru evacuarea aerului şi anunţarea vizuală, la injectarea betonului, a momentului în care betonul a ocupat întreg spaţiul dintre fundaţie şi placa de bază). Pentru asigurarea poziţiei la montaj se recomandă sudarea elementelor suplimentare orizontale de placa de bază înaintea montajului. Aceste elemente îndeplinesc şi rolul de bailagăre, dispunerea lor fiind necesară dar în general nu şi suficientă (în general nu acoperă întreaga grosime a stratului de beton de subturnare). Acoperirea întregii grosimi pe o suprafaţă orizontală suficientă este necesară 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 făcută la punctul V.5.1. 2 Concentrările locale maxim acceptate sunt prezentate la punctul V.5.1, subpunctul 1. Calculul concentrărilor locale maxime ce pot apărea sub placa de bază este prezentat, acceptând ipoteza descărcării eforturilor la 45°, tot la punctul V.5.1.

- 56 -

54 +⋅+= pbttd mm ; 54 +⋅+= pbtse 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 şi momentului încovoietor de la capătul inferior al stâlpului, tensiunea maximă de compresiune în beton apare pe lăţimea plăcii de bază. Prin dispunerea sub această latură a unei platbande (şi, implicit, a alteia dispuse simetric), de grosime egală cu cea a plăcii de bază şi lăţime limitată superior pentru a permite pătrunderea tijei şuruburilor prin placa de bază, se obţine o distribuţie mai omogenă a tensiunilor de compresiune1. Dimensiunile platbandelor orizontale şi a spaţiului rămas până la faţa fundaţiei trebuie să respecte cerinţele mai sus precizate. În cazul prinderii încastrate, dispunerea platbandelor orizontale suplimentare este utilă numai în cazul în care, în urma calculului de rezemare2 pe mediu omogen elastic al fâşiei de margine de lungime egală cu lăţimea plăcii de bază şi considerată cu lăţimea de 10 mm, se obţin concentrări de eforturi mai

mari de 25% ( fasieomogen

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

trebuie să depăşească conturul plăcii de bază.

fasiemaxσ - maximul local al presiunilor, din fâşia de margine.

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

lungimea fâşiei considerate. Pentru situaţiile uzuale nu se obţin concentrări de eforturi mari, datorită grosimii plăcii de bază mari prin raportare la distanţa dintre traverse şi la distanţa dintre o traversă 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 VI CONCLUZII.

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

dinamică a vântului sau cutremurului sunt necesare o serie de măsuri constructive. Cele mai importante măsuri constructive care asigură o bună comportare 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 lungimea de la faţa inferioară a betonului de subturnare până sub piuliţă. Această lungime trebuie să fie suficient de mare pentru a permite deformarea la şocurile produse de acţiunea vântului sau a seismului la nivelul bazei elementului structural. Pentru definirea lungimii optime de deformare s-au făcut studii în cadrul Catedrei de Construcţii Metalice (încercările făcându-se în cadrul Laboratorului Catedrei de Beton Armat) a U.T.C.B. şi s-a stabilit că această lungime trebuie să fie cel puţin de 5 ori diametrul şurubului de ancoraj. În cadrul încercărilor de laborator, toate şuruburile cu lungimi scurte de deformare s-au rupt după un număr redus de cicluri. Numărul de cicluri a fost cu atât mai mare cu cât forţa de prestrângere a şurubului a fost mai mare. În cazul şuruburilor ce nu au fost prestrânse au apărut lovituri 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 numărul ciclurilor până la cedare a fost mai mic. S-a constatat că, dacă solicitarea maximă a fost sub 60% din limita de curgere, numărul ciclurilor până la rupere a devenit unul acceptabil.

Precizările de mai sus duc la concluzia că: lungimea liberă de deformare trebuie 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 forţei tăietoare de la baza elementului metalic.

Ţinând seama de toleranţele de execuţie ale fundaţiei, găurile pentru şuruburi din placa de bază se fac cu 10÷12 mm mai mari decât diametrul brut al şurubului. 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 păsuite pentru 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 bază după definitivarea poziţiei stâlpului.

3- Diminuarea concentrării eforturilor la trecerea de la secţiunea filetată 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 mai mare. Secţiunea de la baza filetului trebuie racordată la secţiunea brută sub formă 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 majoră asupra modului de comportare în timp, la oboseală. Cu cât efortul de pretensionare este mai mare, cu atât numărul de cicluri încărcare-descărcare capabil este mai mare. Încercările de laborator au pus în evidenţă această afirmaţie. Prestrângerea trebuie să se facă atunci când greutatea construcţiei este aproape de maxim. Când acest lucru nu se poate face, în cazul în care baza stâlpului este înglobată în beton, prestrângerea se face la terminarea montajului confecţiei metalice. Forţa de prestrângere ar trebui să fie 50% din capacitatea de rezistenţă a şuruburilor. La diametrele mari ale şuruburilor de ancoraj, pe considerente tehnologice de inducere a efortului de prestrângere, se acceptă valori mai mici. Trebuie verificate, dacă este posibil, eforturile din şuruburile de ancoraj în situaţia 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 betonului din cuzinet. Va avea o grosime mai mare de 30 mm, pentru a putea umple spaţiul dintre placa de bază şi cuzinet. Pentru structurile importante betonul de subturnare se va realiza din mortare epoxidice, care au rezistenţe de minim 30 N/mm2 la 24 de ore de la turnare şi ajungând la 80÷100 N/mm2 la 3 zile. Betonul de subturnare pentru utilaje dinamice se face exclusiv cu mortare epoxidice. Cele mai folosite mortare epoxidice sunt Sika Grant 311 şi Sika Grant 314. Pentru a se evita fisurarea şi expulzarea betonului de subturnare de sub placa de bază a construcţiei se vor respecta următoarele: presiunea maximă pe betonul de subturnare nu va depăşi 50% din marca acestuia ; 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 de 45˚, 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 amplasarea şuruburilor pe o curbă sau la care şuruburile sunt dispunse neuniform, este recomandabil să se folosească şabloane metalice. Aceste şabloane se folosesc obligatoriu pentru: coloane tehnologice; prize de aer; coşuri de fum; stâlpii turnurilor cu secţiune triunghiulară sau rectangulară. Şablonul este obţinut ca amprentă a plăcii de bază realizată în uzină. Acest şablon este executat de unitatea care execută confecţia metalică şi transmis firmei de execuţie a fundaţiilor. Găurile pentru şuruburi prevăzute în şablon vor avea diametrul cu maxim 2 mm mai mare decât diametrul brut al şuruburilor. Cu ajutorul a două şabloane şi a unor bare metalice suplimentare se obţine o 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 ale şuruburilor să rămână corecte, chiar şi în cazul în care carcasa s-ar deplasa în fundaţie. 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 se vor 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 placa de bază. Găurile din placa de bază se fac minim cu 10÷12 mm mai mari decât diametrul brut al şurubului pentru a se putea asigura, la montaj, o centrare uşoară a elementului metalic. Gaura şaibei groase va fi cu 1÷2 mm mai mare decât diametrul brut al şurubului. Prin introducerea şaibelor groase de deasupra plăcii de bază se asigură preluarea forţei tăietoare prin toate şuruburile de ancoraj. Acestea vor intra în lucru simultan, fără deteriorarea prematură a unora dintre ele (deteriorare cauzată de suprasolicitare, din forţă tăietoare). Forţa tăietoare transmisă şuruburilor va rezulta ca diferenţă între forţa tăietoare efectivă, de la nivelul bazei stâlpului, şi forţa tăietoare preluată prin frecarea plăcii de bază pe coronamentul cuzinetului. Momentul încovoietor de la nivelul bazei stâlpului va produce o forţă de compresiune în cuzinet egală cu suma eforturilor de întindere din şuruburi. Această compresiune va spori forţa de frecare.

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

Şaibele de catalog sunt dimensionate pentru şuruburi grosolane, unde diferenţa între gaura din placă şi diametrul brut al şurubului este de maxim 2mm. 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 de 2 mm mai mare decât diametrul şurubului.

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

9- Alegerea piuliţei. Dispunerea contrapiuliţei.

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

Din acest motiv piuliţele şuruburilor de ancoraj vor avea o înălţime minimă de 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. Această poartă denumirea de contrapiuliţă. Este necesară asigurarea unei lungimi filetate a şurubului de ancoraj suficiente dispunerii şi strângerii ambelor piuliţe.

________

ANEXE

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

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

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

MN M

⋅Φ⋅= 4)max(

1 .

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

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

MN M

⋅Φ⋅=

38)max(

1 .

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

- 61 -

Anexa B - Elementele constructive recomandate şi elementele de calcul ale principalelor tipuri de şuruburi de ancoraj.

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

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

Anexa B.3 – Elementele constructive recomandate şi elementele de calcul ale 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 ale structurilor metalice de rezistenţă pentru construcţii, utilaje şi instalaţii tehnologice” – 2000.

[S 2] PD 207-82 - „Instrucţiuni tehnice departamentale pentru proiectarea, execuţia, montarea şi verificarea sistemelor de fixare a utilajelor şi echipamentelor 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 stress design”.

[S 7] STAS P100-1/2006: „Cod de proiectare seismică – Partea I: Prevederi de proiectare 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 für Berechnung. 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.

- 63 -

[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.

[I 2c] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 226/12.04.2006.

[I 2d] Rompetrol Quality Control, Buletin de analiză nr. 09/07.04.2006.

[I 2e] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 227/12.04.2006. [I 3a] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 243/18.04.2006.

[I 3b] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 244/18.04.2006.

[I 3c] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 245/18.04.2006.

[I 3d] Rompetrol Quality Control, Buletin de analiză nr. 11/19.04.2006.

[I 3e] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 246/18.04.2006. [I 4a] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 247/18.04.2006.

[I 4b] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 248/18.04.2006.

[I 4c] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 12/19.04.2006.

[I 4d] Rompetrol Quality Control, Buletin de analiză nr. 249/19.04.2006. [I 5a] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 250/18.04.2006.

[I 5b] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 253/18.04.2006.

[I 5c] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 13/18.04.2006.

[I 6a] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 252/18.04.2006.

[I 6b] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 14/19.04.2006.

[I 6c] Rompetrol Quality Control, Raport de încercare nr. 251/18.04.2006.

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

3- Trimiteri punctuale. _______