cursul 3 bar placi compozite

7/21/2019 Cursul 3 BAR Placi Compozite

http://slidepdf.com/reader/full/cursul-3-bar-placi-compozite 1/25

1

Cursul 3: Plăci compozite cu tablă profilată

Sumar:

Plăcile compozite sunt folosite frecvent la construcţiile etajate. O placă compozită se compune din tabla profilată, armături şi beton turnat in situ. Când

betonul s-a întărit, aceasta se comportă ca un element structural compozit oţel-beton. Tabla profilată poate fi proiectată să se comporte atât ca un cofraj în timpul turnării

betonului, cât şi ca armătur ă întinsă după întărirea betonului. Proiectarea plăcilor compozite implică considerarea comportării ca şi cofraj a tablei

profilate în timpul construcţiei şi ca armătur ă a plăcii de beton întărit. Sunt explicate încărcările, determinarea for ţelor interne şi a momentelor şi verificareasecţiunii. Conexiunea de forfecare între tabla profilată şi beton este de o importanţă deosebită. Ea estede regulă determinată prin încercări. Sunt explicate metodele de proiectare – metoda semiempirică m-k şi metoda interacţiunii

par ţiale.

Preliminarii:

Familiarizare cu EC2 şi EC3

Obiective:

Studentul trebuie:

Să aprecieze avantajele planşeelor compozite; Să recunoască că proiectarea plăcilor compozite cere considerarea condiţiilor în timpulexecuţiei şi a celor de exploatare; Să ştie care sunt metodele de analiză disponibile pentru determinarea for ţelor interne şi amomentelor; Să ştie să facă verificările de proiectare la stările limită ultime şi de serviciu; Să înţeleagă bazele abordărilor metodelor de proiectare semiempirice şi a interacţiunii

par ţiale;

Referinţe:

CEN: Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures Part1.1 General rulesand rules for buildings, EN 1994-1-1:Draft No. 2

Porter, M L and Ekberg, C E: Design recommendations for steel deck floor slabs, Journal ofthe Structural Division, American Society of Civil Engineers, Vol. 102, No. ST11, November1976, pp. 2121- 2136.

Wright, H D, Evans, H R and Harding, P W: The use of profiled steel sheeting in floorconstruction, Journal Constructional Steel Research, 1987, pp.279-295

Design Manual for Composite Slabs, ECCS Technical Committee 7 – Working Group 7.6,

Report 87, 1995



2

Ritchie, J K and Chien, E Y L: Composite floor systems, Constructional Steel Design – AnInternational Guide, Ed. Dowling, P J et al. Elsevier Applied Science, 1992, pp.471-479

Conţinut:

1 Introducere

1.1 Tipuri de table profilate1.2 Conexiunea oţel-beton1.3 Armarea plăcii1.4 Cerinţe de proiectare

2 Comportarea plăcii compozite

3 Situaţii de proiectare, acţiuni şi deformaţii

3.1 Tabla profilată ca şi cofraj

3.2 Placa compozită 3.2.1 Săgeţi3.2.2 Lunecarea la capăt3.2.3 Fisurarea betonului

4 Calculul pentru determinarea for ţelor interne şi a momentelor

4.1 Tabla profilată ca şi cofraj4.2 Placa compozită

5 Verificarea secţiunilor

5.1 Verificarea tablei profilate ca şi cofraj la starea limită ultimă(SLU)

5.2 Verificarea tablei profilate ca şi cofraj la starea limită de serviciu (SLS)5.3 Verificarea plăcii compozite la starea limită ultimă (SLU)5.3.1 Verificarea capacităţii la moment pozitiv5.3.2 Verificarea capacităţii la moment negativ5.3.3 Forfecarea longitudinală 5.3.4 Verificarea la for ţă tăietoare verticală 5.3.5 Rezistenţa la str ă pungere

5.4 Proprietăţi elastice ale secţiunilor transversale pentru verifcări la SLS

6 Rezumat şi concluzii



3

1. Introducere

Larga utilizare a oţelului în clădiri etajate este datorată în parte folosirii planşeelor compozite.Un planşeu compozit se compune din tabla profilată, armături şi betonul turnat in situ (Figura1). Când betonul s-a întărit, planşeul se comportă ca un element structural compozit oţel-

beton. Tabla profilată modernă poate fi proiectată să lucreze atât ca şi cofraj în timpul turnării betonului cât şi ca armătur ă întinsă după ce s-a întărit betonul. După terminarea execuţiei, placa compozită constă dintr-o tablă profilată şi o suprabetonare, care sunt conectate între eleastfel încât să transfere for ţe tăietoare orizontale la interfaţa oţel-beton.

Figura 1 Placă compozită cu tablă profilată

Un planşeu compozit este în esenţă o suprapunere de elemente structurale unidirecţionale.Placa descarcă pe grinzile secundare, care descarcă transversal pe grinzile principale. Acestea

din urmă descarcă pe stâlpi. Această succesiune de etape de descărcare duce la tramedreptunghiulare, cu deschideri mari în cel puţin o direcţie (până la 12, 15 sau chiar 20 m).Plăcile compozite sunt rezemate pe grinzi metalice, care de asemenea lucrează compozit cu

placa de beton. Distanţa dintre grinzi, şi deci deschiderea plăcii, depinde de tehnologia deconstrucţie. Dacă distanţa între grinzi este sub circa 3,5m, atunci nu sunt necesare sprijiniri

provizorii în timul turnării betonului plăcii. În acest caz dimensionarea tablei profilate estedimensionată de faza de execuţie. Datorită deschiderii mici a plăcii, eforturile în placacompozită în faza finală, după întărirea betonului, sunt foarte mici. Pentru asemenea planşeese folosesc cel mai frecvent table cu profil trapezoidal, cu rezistenţă la for ţă tăietoareorizontală şi ductilitate limitate. Ele au cea mai redusă greutate de oţel pe metru pătrat de

planşeu. Pentru alte sisteme de planşee, la care distanţa între grinzi este mult mai mare, sunt

necesari popi pentru sprijinirea tablei profilate în timpul betonării. În consecinţă stadiul final poate guverna proiectarea. În acest caz tabla profilată are nevoie de o rezistenţă bună laforfecare orizontală la interfaţa cu betonul. Profile cu colţurile intrânde sunt deseori utilizateducând la o greutate mai mare de oţel pe metru pătrat de planşeu.

Tehnologia de construcţie cu planşee compozite folosită la clădiri comerciale şi alte clădirietajate ofer ă un număr important de avantaje atât pentru proiectant cât şi pentru client:

Viteză şi simplitate de execuţie;

Platformă de lucru sigur ă care-i protejează pe lucr ătorii aflaţi dedesubt;

Planşeul este mai uşor decât un planşeu tradiţional de beton;



4

Mai puţine lucr ări de efectuat pe şantier;

Toleranţe strânse obţinute prin utilizarea elementelor de oţel fabricate în condiţiicontrolate în fabrică.

Folosirea tablei profilate măreşte indiscutabil viteza de execuţie. Este de asemenea utilizată cu

beton uşor pentru a reduce greutatea proprie a planşeului. În UK şi America de Nord,utilizarea în acest fel a betonului uşor este o practică uzuală la clădiri comerciale.

1.Tipuri de table profilate

La realizarea plăcilor compozite se folosesc numeroase tipuri de table profilate (Figura 2).Diferitele tipuri de tablă au forme, înălţimi şi distanţe între nervuri, lăţimi, nervuri derigidizare şi conectorri mecanici între beton şi oţel diferiţi. Caracteristicile uzuale ale tablelor

pofilate sunt următoarele:

Grosime între 0,75mm şi 1,5mm şi în majoritatea cazurilor între 0,75mm şi 1mm;

Înălţime între 40mm şi 80mm; (profile mai înalte se folosesc la planşee „subţiri”).

Protecţie la coroziune standard printr-un strat subţire de zinc galvanizat pe ambelefeţe.

Figura 2 Tipuri de tablă profilată Tabla profilată este formată la rece: o bobină de tablă galvanizată trece prin mai multe rolecare o deformează progresiv. Deformarea la rece provoacă ecruisarea materialului rezultând ocreştere a caracteristicilor medii de rezistenţă ale secţiunii. În general o bobină din oţel S235ajunge la o limită de curgere de 300 N/mm2 după deformarea la rece.

1.2 Conexiunea oţel-beton

Tabla profilată trebuie să fie capabilă să transfere forfecarea longitudinală către beton prininterfaţă, astfel încât să asigure acţiunea compozită a plăcii compozite. Adeziunea între

profilul metalic şi beton nu este în general suficientă ca să asigure acţiunea compozită în placă şi atunci o legătur ă eficientă se asigur ă folosind una sau mai multe din metodele următoare(Figura 3):

O profilatur ă adecvată a tablei cutate (profile cu colţuri intrânde – coadă derândunică), care permite efectuarea transferului de for ţă tăietoare prin frecare;

Ancorare mecanică asigurată prin deformaţii locale (amprente sau protuberanţe) în profil;

Găuri sau perforaţii incomplete în profil;

Element de ancoraj fixate prin sudare şi distribuite de-a lungul foii de tablă;

Ancoraj de capăt realizat prin dornuri sudate sau alt tip de conexiune locală între beton

şi foaia de tablă;



5

Ancoraj de capăt realizat prin deformarea nervurilor la capătul tablei.

Figura 3 Forme tipice de asigurare a conlucr ării în plăci compozite

1.3 Armarea plăcii

Este în general util să se prevadă armătur ă în placa de beton pentru motivele următoare:

Distribuirea încărcărilor liniare şi concentrate; Armarea locală a găurilor din placă;

Rezistenţă la foc;

Armare superioar ă în zonele de moment negativ;

Pentru controlul fisur ării din contracţie.

Se poate dispune o plasă de armătur ă deasupra nervurilor tablei cutate. Lungimile barelor şiacoperirea de beton trebuie să satisfacă cerinţele pentru beton armat.



6

1.4 Cerinţe de proiectare

Proiectarea plăcilor compozite este tratată în capitolul 9 din Eurocode 4. Acest capitol serefer ă la proiectarea plăcilor din clădirile etajate, care sunt în general încărcate în principal cuîncărcări statice, sau plăcile din clădirile industriale supuse la încărcări mobile. Plăcilecompozite pot fi deasemenea folosite în structuri supuse la încărcări repetate sau aplicate

brusc şi producând efecte dinamice. Totuşi, în aceste cazuri trebuie avută deosebită grijă cudetaliile constructive pentru a evita deteriorarea acţiunii compozite.

Referindu-ne la figura 3, înălţimea totală a plăcii compozite, h, nu trebuie să fie mai mică de80 mm. Grosimea hc a betonului deasupra nervurilor tablei trebuie să fie mai mare decât 40mm pentru a asigura comportarea ductilă a plăcii şi suficientă acoperire pentru barele dearmătur ă. Dacă placa acţionează compozit cu o grindă, sau este folosită ca diafragmă,înălţimea totală minimă h este 90 mm şi grosimea minimă a betonului deasupra tablei, hc, estemărită la 50mm (EC4, §9.2.1).

Dimensiunea nominală a agregatului depinde de cea mai mică dimensiune a elementuluistructural în care se toarnă beton şi nu trebuie să depăşească cea mai mică dintre valorileurmătoare:

0,40hc unde hc este grosimea betonului deasupra nervurilor;

bo /3, unde bo este grosimea medie a nervurii (grosimea minimă pentr profilele coadă-de-rândunică);

31,5 mm (ciurul C 31,5).

Aceste criterii asigur ă că agregatul poate pătrunde uşor în nervuri (EC4, §9.2.2).

Plăcile compozite au nevoie de un reazem cu lungimea de cel pu ţin 75mm pentru oţel sau beton şi 100mm pentru alte materiale (EC4, §9.2.3).

2. Comportarea plăcii compozite

Comportarea compozită este cea care are loc după ce tabla profilată, plus orice armăturisuplimentare, şi betonul întărit s-au combinat pentru a forma un singur element structural.Tabla profilată trebuie să fie capabilă să transmită for ţă tăietoare orizontală la interfaţa dintreoţel şi beton. Sub încărcări exterioare, placa compozită are o deformaţie de încovoiere şi lainterfaţa oţel-beton apar eforturi de forfecare.

Dacă legătura dintre beton şi tabla de oţel este perfectă, adică dacă deformaţiile longitudinalesunt egale în tabla de oţel şi betonul adiacent, conexiunea asigur ă interacţiune completă. Dacă

există o deplasare relativă între tabla de oţel şi betonul adiacent, placa are interacţiuneincompletă. Diferenţa de deplasare longitudinală între oţel şi betonul adiacent poate ficaracterizată prin deplasarea relativă numită lunecare relativă („slip” în lb. Engleză).

Comportarea plăcii compozite este definită cu ajutorul unui test standardizat după cum esteilustrat în figura 4: o placă compozită reazemă pe 2 reazeme simple şi este încărcată simetriccu 2 for ţe P aplicate la ¼ şi ¾ din deschidere. Notând săgeata la mijlocul deschiderii plăcii cu , curba for ţă-deplasare, P- , este o reprezentare realistă a comportării plăcii sub încărcări.Această comportare depinde în principal de tipul de conexiune oţel-beton (formă,

protuberanţe, conectori, …).

Pot fi identificate 2 tipuri de mişcare la interfaţa oţel-beton :



7

micro-lunecare locală, care nu poate fi văzută cu ochiul liber. Aceste micro-lunecări suntfoarte mici şi permit dezvoltarea for ţelor de legătur ă la interfaţă;

macro-lunecări globale la interfaţă, care pot fi văzute şi măsurate şi care depind de tipul deconexiune între oţel şi beton.

Figura 4 Test standardizat

Pot fi identificate 3 tipuri de comportare ale plăcii compozite (Figura 5) :

Interac ţ iune complet ă între oţel şi beton: nu există lunecare globală la interfaţa oţel-beton.Transferul for ţei tăietoare orizontale este complet şi când încărcarea ultimă P u este lamaximum, acţiunea compozită este completă. Cedarea poate fi fragil ă, dacă are loc brusc sauductil ă dacă are loc progresiv.

Interac ţ iune zero între oţel şi beton: lunecarea globală la interfaţa oţel-beton nu este limitată şi aproape că nu există transfer de for ţă tăietoare. Încărcarea ultimă are o valoare minimă şi nuse observă aproape nici o acţiune compozită. Cedarea este progresivă.

Interac ţ iune par ţ ial ă între oţel şi beton: lunecarea globală la interfaţa oţel-beton nu estezero, dar este limitată. Transferul for ţei tăietoare orizontale este par ţial şi încărcarea ultimă sesituează între încărcările ultime din cele 2 cazuri precedente. Cedarea poate fi fragil ă sauductil ă.

Rigiditatea plăcii compozite, reprezentată prin panta primei păr ţi a curbei P- , este diferită pentru fiecare tip de comportare. Rigiditatea este maximă pentru interacţiune completă şiminimă pentru interacţiune zero.



8

Figura 5 : Comportarea plăcii compozite

Între oţel şi beton există trei tipuri de legături:

Leg ătura fizico-chimică, care este totdeauna slabă, dar există pentru toate tablele profilate;

Leg ătura de fric ţ iune, care se dezvoltă de îndată ce apar micro-lunecări;

Leg ătura de ancorare mecanică , care acţionează după prima lunecare şi depinde de formainterfeţei oţel-beton (protuberanţe, amprente etc)

De la 0 la P f , fenomenele fizico-chimice sunt responsabile pentru cea mai mare parte a

legăturii iniţiale între oţel şi beton. După prima fisur ă, încep să se dezvolte mecanismele defrecare şi ancorare mecanică odată cu apariţia primelor micro-lunecări. Rigiditatea variază mult în funcţie de eficienţa tipului de conexiune.

Figura 6 Moduri de cedare pentru placa compozită

Cedarea plăcii compozite poate avea loc după unul din modurile de cedare descrise mai jos(Figura 6):



9

Tipul I de cedare: Cedarea se datorează momentului pozitiv excesiv (secţiunea I), adică capacitatea la încovoiere a plăcii M pl,Rd este atinsă; acesta este în general modul critic pentrudeschideri medii şi mari cu un grad înalt de interacţiune între oţel şi beton.

Tipul II de cedare: Cedarea se datorează for ţ ei t ăietoare longitudinale excesive ;capacitatea portantă este atinsă la interfaţa oţel-beton. Aceasta are loc în lungul secţiunii II dindeschiderea de forfecare L s.

Tipul III de cedare: Cedarea se datorează for ţei tăietoare excesive lângă reazem (secţiuneaIII) unde for ţa tăietoare verticală este importantă. Acesta este unicul mod posibil de a fi critic

pentru plăci groase peste deschideri mici şi supuse la încărcări mari.

Cedarea plăcii compozite poate fi (Figura 7) fragil ă, caz în care cedarea are loc brusc, deobicei f ăr ă deformaţii importante observabile sau ductil ă, adică cedarea are loc progresiv cudeformaţii semnificative şi colapsul este precedat de semne de deteriorare.

Figura 7 Răspunsul în for ţă-deplasare al plăcilor fragile şi ductile

Modul fragil sau ductil depinde de caracteristicile interfeţei oţel-beton. Plăci cu profile

deschise au o comportare mai fragilă, în timp ce plăcile cu profile intrânde (coadă-de-rândunică) tind să aibă o comportare mai ductilă. Totuşi, producătorii de table profilate auameliorat comportarea fragilă cu diverse mijloace mecanice, ca de exemplu protuberanţe şiamprente şi utilizarea formelor în coadă-de-rândunică. Conectorii de forfecare dintre grindă şi

placă influenţează de asemenea modul de cedare.

3. Situaţii de proiectare, acţiuni şi deformaţii

La proiectarea plăcilor compozite trebuie considerate două situaţii de proiectare (EC4,§9.3.1). Prima se refer ă la situaţia în timpul execuţiei, când foaia de tablă are rol de cofraj, iara doua are loc în exploatare, când betonul şi oţelul se combină formând un singur element

compozit.



10

3.1 Tabla profilată cu rol de cofraj

Tabla profilată trebuie să reziste greutăţii betonului proaspăt şi acţiunii încărcărilor dinexecuţie. Deşi tabla profilată poate fi sprijinită temporar în timpul execuţiei este preferabil să nu se utilizeze sprijiniri intermediare. Verificarea tablei profilate pentru stările limită ultime şide serviciu trebuie să fie conforme cu partea 1.3 a Eurocode 3. Trebuie să se ţină seama de

protuberanţe şi amprente la stabilirea rezistenţelor de calcul.

La starea limit ă ultimă, proiectantul trebuie să considere următoarele încărcări:

Greutatea proprie a betonului şi a tablei cutate; Încărcările din timpul execuţiei; Încăcări din depozitarea materialelor, dacă există; Efectul de „băltire” (grosime crescută a betonului datorită săgeţii tablei, (EC1-6, §4.11.2)).

Încărcările din timpul execuţiei (EC4, §9.3.2(1) şi EC1, partea 1-6, §4.11.2) reprezintă greutatea muncitorilor şi echipamentelor de betonare şi ţin cont de de orice impact sauvibraţie care poate să aibă loc în timpul execuţiei. Conform Eurocode 4, pe orice suprafaţă de

3 m pe 3 m, în plus faţă de greutatea betonului, trebuie să fie luate încărcarea de execuţie şigreutatea surplusului de beton (efectul de „băltire”), cu valoarea caracteristică (luateîmpreună) de 1,5 kN/m2. Pe suprafaţa care r ămâne, la greutatea betonului trebuie adăugată oîncărcare cu valoarea caracteristică de 0,75 kN/m2. Aceste încărcări trebuie astfel plasate încâtsă producă momentul încovoietor şi/sau for ţa tăietoare maximă (Figura 8).

Aceste valori minime nu sunt neapărat suficiente în cazul unui impact puternic sauîngr ămădirii excesive a betonului, sau a încărcărilor date date de pomparea betonului. Dacă este adecvat, se vor stabili prevederi pentru încărcări suplimentare.

Trebuie demonstrat prin încercări sau calcul că tabla, f ăr ă beton, rezistă la o încărcarecaracteristică de 1 kN aplicată pe o arie pătrată cu latura de 300mm sau la o încărcare liniar ă

cu valoarea caracteristică de 2 kN/m aplicată perpendicular pe nervur ă pe o lăţime de 0,2 m.Această încărcare reprezintă încărcarea dată de un muncitor.

Figura 8 Dispunerea încărcărilor pentru tabla cu rol de cofraj

Săgeata tablei sub greutatea sa proprie plus cea a betonului propaspăt, dar excluzândîncărcările de execuţie, nu trebuie să depăşească L/180, unde L este deschiderea de calcul

între reazeme (EC4 §9.6 (2)).



11

Dacă săgeata maximă a tablei sub greutatea sa proprie plus cea a betonului proaspăt,calculată pentru SLS, este mai mică decât 1/10 din grosimea plăcii, efectul de băltire poate fiignorat în proiectarea tablei cutate (EC4 § 9.3.2(2)). Dacă acestă limită este depăşită, trebuieţinut seama de acest efect; de exemplu presupunând că grosimea betonului este mărită petoată deschiderea cu 0,7 .

Sprijinirile pot reduce substanţial săgeţile, ele fiind considerate reazeme în acest context.Utilizarea sprijinirilor nu este recomandată pentru că împiedecă procesul de execuţie şiadaugă timp şi costuri lucr ării.

3.2 Placă compozită

Verificarea de placă compozită corespunde situaţiei plăcii după ce betonul s-a întărit şi au fostînlăturate toate sprijinirile temporare. Încărcările de luat în calcul sunt următoarele:

Greutatea proprie a plăcii (tabla profilată şi betonul);

Alte încărcări permanente (greutăţi elemente nestructurale); Reacţiuni datorită înlătur ării eventualelor sprijiniri temporare; Încărcări utile; Curgere lentă, contracţie şi tasări; Acţiuni climatice (temperatur ă, vînt...).

Pentru clădiri obişnuite, variaţiile de temperatur ă nu sunt de regulă considerate.

Verificările la st ări limit ă de serviciu includ următoarele :

Săgeţi; Lunecare între placa de beton şi tablă la capătul plăcii numită lunecare de capăt;

Fisurarea betonului.3.2.1 Săgeţ i

Valorile limită recomandate de Eurocode 3 sunt L/250 sub încărcări permanente şi variabilede lungă durată şi L/300 sub încărcări variabile de lungă durată. Dacă pe placa compozită suntfixate elemente fragile (pardoseli din ciment, pereţi despăr ţitori rigizi, etc...), ultima limită devine L/350.

Săgeata tablei datorită greutăţii sale proprii şi a betonului proaspăt nu trebuie inclusă înverificarea pentru placa compozită. Această deformaţie există deja când se finalizează construcţia (şi se realizează pereţii despăr ţitori, pardoselile, tocurile de uşi şi ferestre...) şi nuare nici o influenţă negativă asupra acestor elemente. Mai mult, intradosul plăcii este deseori

mascat de un tavan.În practică la plăcile compozite apar două situaţii în ce priveşte deschiderea. Este fie odeschidere interioar ă (pentru o placă continuă) fie o placă exterioar ă (deschidere de capăt

pentru o placă compozită sau placă simplu rezemată) (EC4 §9.8.2(3)).

Pentru deschiderea interior ă, săgeata se va determina folosind următoarele aproximaţii (EC4§9.8.2(4)):

Momentul de iner ţie trebuie luat ca medie a valorilor pentru secţiunea fisurată şi ceanefisurată;

Pentru beton de densitate normală, se va utiliza o valoare medie între valoare pe termen

scurt şi cea pe termen lung pentru coeficientul de echivalenţă (n=E a /E c).



12

3.2.2 Lunecarea de capăt

Pentru deschiderile exterioare, lunecarea de capăt poate avea un efect semnificativ asuprasăgeţii (EC4 §9.8.2(5)). Pentru comportare neductilă, lunecarea de capăt iniţială şi cedarea potcoincide în timp ce pentru comportare semiductilă, lunecarea de capăt va mări săgeata.

Acolo unde comportarea la încercări indică lunecarea sub încărcarea de exploatare pentru plăci neancorate, trebuie folosite ancoraje de capăt (dornuri, corniere formate la rece...) la plăcile exterioare. O asemenea lunecare de capăt este considerată ca semnificativă dacă depăşeşte 0,5 mm. În general nu trebuie să se ţină seama de lunecarea de capăt dacă ea atinge0,5 mm pentru o încărcare depăşind 1,2 ori încărcarea de exploatare (EC4 §9.8.2(6)). Când auloc lunecări depăşind 0,5mm la încărcări sub 1,2 ori încărcarea de exploatare, atunci trebuie

prevăzute ancoraje de capăt sau săgeţile trebuie calculate incluzând efectul lunecării de capăt(EC4 §9.8.2(7)).

3.2.3. Fisurarea betonului

Deschiderea fisurilor în regiunile de moment negativ ale plăcilor continue trebuie verificate

conform Eurocode 2 §7.3 (EC4 §9.8.1(1)). În circumstanţe normale, cum nu există expunerila medii agresive fizic sau chimic şi nici cerinţe privind impermeabilitatea plăcii, se poatetolera fisurarea cu deschideri maxime ale fisurilor de 0,3 mm. Dacă deschidera fisurilor estemai mare decât această limită, trebuie adăugată armătur ă conform regulilor obişnuite pentru

beton armat.

Dacă plăcile continue sunt proiectae ca o serie de grinzi simplu rezemate, aria secţiuniiarmăturii dispuse contra fisur ării trebuie să nu fie mai mică decât 0,2 % din aria secţiunii

betonului situat peste tabla de oţel, pentru construcţii executate f ăr ă sprijiniri provizorii, şidecât 0,4 % pentru construcţii executate cu sprijiniri provizorii (EC4 §9.8.1(2)).

4. Calculul pentru determinarea for ţelor interne şi a momentelor

4.1 Tabla profilată cu rol de cofraj

Conform Eurocode 4, trebuie folosit un calcul în domeniul elastic datorită zvelteţei secţiuniitransversale a tablei. Unde tabla este considerată continuă, rigiditatea la încovoiere poate fideterminată f ăr ă a considera variaţia rigidităţii datorită faptului că păr ţile din secţiuneatransversală în compresiune nu sunt complet utilizabile. Atunci momentul de iner ţie esteconstant şi este calculat considerând că toată secţiunea este utilizată. Această simplificare este

permisă numai pentru calculul global şi deci nu şi pentru verifcarea capacităţii secţionale şi asăgeţii.

4.2 Placi compozite

Pot fi folosite următoarele metode de calcul (EC4 §9.4.2(1)):

Calcul liniar f ăr ă redistribuirea momentelor la reazemele interioare dacă sunt considerateefectele fisur ării; Calcul liniar cu redistribuirea momentelor la reazemele interioare (limitată la 30 %) f ăr ă considerarea efectelor fisur ării şi introducând sporuri adecvate momentelor din deschidere; Calcul rigid-plastic cu condiţia că se poate ar ăta că secţiunile unde sunt necesare rotiri

plastice au suficientă capacitate de rotire; Calcul elasto-plastic ţinând cont de proprietăţile neliniare ale materialelor.



13

Aplicarea metodelor de calcul liniar este adecvată atât pentru stările limită de serviciu cât şi pentru stările limită ultime (EC4 §9.4.2(2)). Metodele plastice trebuie utilizate numai la stărilimită ultime. Se poate face calcul plastic f ăr ă verificarea capacităţii de rotire a articulaţiilor

plastice dacă se foloseşte la armături oţel de clasă C, iar deschiderea nu depăşeşte 3 m (EC4§9.4.2(4)). O placă continuă poate fi proiectată ca o serie de plăci simplu rezemate, cu

condiţia să se prevadă armătura constructivă pe reazemele intermediare conform EC4 §9.8.1(EC4 §9.4.2(5)).

Când placa este solicitată de încărcări uniform distribuite, cum este cazul în general, sauîncărcări liniare perpendiculare pe deschidere, lăţimea efectivă este toată lăţimea plăcii.

Când placa este solicitată de încărcări concentrate sau liniare paralele cu deschiderea, ele potfi considerate distribuite pe o lăţime mai mică decât lăţimea plăcii (vezi Figura 9). Eurocode 4

dă unele explicaţii privind calculul acestor lăţimi efective (EC4 §9.4.3(2)):

bm = b p + 2(hc + hf ) (1)

Figura 9 : Distribuirea încărcărilor concentrate

Pentru încărcări concentrate liniare perpendiculare pe deschiderea plăcii se va folosi expresia(1), în care b p este lungimea încărcării.

Dacă h p / h nu depăşeşte 0,6 lăţimea plăcii considerată efectivă pentru calculul global şi pentrucalculul de rezistenţă poate fi determinată, pentru simplificare, cu expresiile (2)...(4):

(a) pentru încovoiere şi forfecare longitudinală: – pentru placă cu o deschidere sau deschideri marginale ale plăcilor continue

L

L Lbb

p

pmem 12 lăţimea plăcii (2)

– pentru deschideri interioar ale plăcilor continue

L

L Lbb

p

pmem 133,1 lăţimea plăcii (3)

(b) pentru for ţă tăietoare verticală:



14

L

L Lbb

p

pmem 1 lăţimea plăcii (4)

în care: L p este distanţa de la centrul încărcării la reazemul cel mai apropiat;

L este deschiderea.Pentru a asigura distribuirea încărcărilor liniare sau concentrate pe lăţimea considerată efectivă trebuie dispusă armătur ă transversală pe sau deasupra tablei. Această armătur ă transversală trebuie proiectată conform cu Eurocode 2 pentru momente transversale (EC4§9.4.3(6)). Daca valoarea caracteristică a încărcării nu depăşeşte 7,5 kN pentru încărcăriconcentrate şi 5,0 kN/m² pentru încărcări distribuite, se poate utiliza o armare constructivă,f ăr ă nici un calcul (EC4 §9.4.3(5)). Această armare constructivă trebuie să aibă o secţiunetransversală de cel puţin 0,2% din aria betonului structural de deasupra nervurilor tablei şitrebuie să se extindă cel puţin pe o lăţime egală cu lăţimea efectivă a plăcii. Armăturile

prevăzute pentru alte scopuri pot acoperi total sau par ţial această cerinţă.

5. Verificarea secţiunilor

5.1 Verificarea tablei profilate cu rol de cofraj la starea limită ultimă (SLU)

Cazul încărcrii de execuţie este de multe ori critic. Tabla, care este un element subţire de oţel,trebuie să reziste încărcărilor de execuţie şi greutăţii betonului proaspăt (vezi Figura 8).

Verificarea tablei profilate nu este tratată în detaliu în Eurocode 4. Se face trimitere la partea1.3 a Eurocode 3 pentru această verificare. Pentru fiecare element plan total sau par ţialcomprimat se calculează o lăţime efectivă pentru a ţine cont de efectele de voalare locală.După calcularea lăţimii efective a tuturor elementelor plane comprimate, pot fi determinate

proprietăţile geometrice ale secţiunii transversale (momentul de iner ţie efectiv I eff şi modululde rezistenţă efectiv W eff ).

Capacitatea la încovoiere este dată de expresia:

ap

eff

yp Rd

W f M

(5)

5.2 Verificarea tablei profilate cu rol de cofraj la starea limită de serviciu (SLS)

Săgeata este determinată cu momentul de iner ţie efectiv calculat după cum s-a ar ătat mai sus(§5.1). Săgeata tablei sub încărcări uniform ditribuite ( p) acţionând în modul cel mai

defavorabil pe placă (Figura 10) este dată de expresia:

eff EI pLk

1

384

5 4 (6)

unde L este deschiderea efectivă între reazeme.



15

Figura 10 Cea mai defavorabilă încărcare

Coeficientul k este:k = 1,00 pentru tablă simplu rezmată;k = 0,41 pentru tablă cu 2 deschideri egale (3 reazeme);k = 0,52 pentru tablă cu 3 deschideri egale;k = 0,49 pentru tablă cu 4 deschideri egale.

5.3 Verificarea plăcii compozite la starea limită ultimă (SLU)

5.3.1 Verificarea de rezistenţ a la moment pozitiv

Tipul I de cedare este datorat rezistenţei la moment încovoietor pozitiv (EC4 §9.7.2). Acestmod de cedare este atins dacă tabla de oţel curge la întindere sau dacă betonul îşi atingerezistenţa la compresiune. În regiunile de moment pozitiv, se poate lua în calcul la capacitatea

plăcii compozite armătur ă întinsă suplimentar ă. Comportarea de material este de obicei

schematizată cu diagrame rigid-plastice pentru „blocul de tensiuni”. La starea limită ultimă tensiunea în oţel este valoarea de calcul a limitei de curgere f yp / ap , tensiunea în beton esterezistenţa sa de calcul 0,85 f ck / c şi tensiunea în armătur ă este rezistenţa sa de calcul f sk / s.

Armătura contra fisur ării sau pentru momentul negativ poate fi prezentă pe înălţimea plăcii de beton. Această armătur ă este de obicei în compresiune sub acţiunea momentelor pozitive şieste în general neglijată când se evaluează capacitatea la încovoiere la moment pozitiv. Înfuncţie de poziţia axei neutre plastice se deosebesc două cazuri.

Cazul 1 – Axa neutr ă plastică deasupra tablei

Figura 11 Distribuţia tensiunilor pentru moment pozitiv dacă axa neutr ă estedeasupra tablei profilate

Rezistenţa betonului întins este considerată zero. For ţa de întindere N p în tabla de oţel estecalculată cu caracteristicile secţiunii efective de oţel A pe. Aceasta for ţă este egalată derezultanta compresiunilor din beton N cf corespunzând for ţei acţionând pe lăţimea b a secţiuniitransversale şi înălţimea x pl cu o tensiune egală cu rezistenţa de calcul:



16

ap

yp

pe p

f A N

(7)

şi

c

ck pl cf

f xb N

85,0 (8)

Din condiţia de echilibru rezultă x pl :

c

ck

ap

yp pe

pl f b

f A

x

85,0

(9)

Dacă d p este distanţa de la fibra superioar ă a plăcii până la centrul de greutate al ariei efective

a tablei profilate (Figura 11), braţul de pârghie z este atunci: pl p xd z 5,0 (10)

Şi valoarea de calcul a capacităţii la încovoiere este:

z N M p Rd ps . (11)

sau

)2

(. pl

p

ap

yp

pe Rd ps

xd

f A M

(12)

Aria efectivă A pe a tablei de oţel este secţiunea netă obţinută f ăr ă considerarea grosimiistratului de galvanizare (în general 2 x 0,020 = 0,04 mm) şi a lăţimii protuberanţelor şiamprentelor.

Cazul 2 – Axa neutr ă plastică în tabla de oţel

Dacă axa neutr ă plastică intersectează tabla de oţel (EC4 §9.7.2(6)), o parte a secţiunii tableide oţel este în compresiune pentru a menţine echilibrul pe secţiune. Pentru simplificare, atât

betonul din nervuri cât şi betonul întins sunt neglijate.

După cum se arată în Figura 12, diagramele de tensiuni pot fi împăr ţite în două diagrame

reprezentând fiecare o parte a momentului capabil de calcul M ps.Rd : Prima diagramă descrie echilibrul for ţei N cf , corespunzând rezistenţei plăcii de beton(grosime hc) echilibrată de o for ţă par ţială de întindere N p în tabla de oţel. Braţul de pârghie z

depinde de caracteristicile geometrice ale profilului metalic. Momentul corespunzând acesteidiagrame este N cf z. Calculul braţului de pârghie z printr-o metodă aproximativă este explicatmai jos.

Cea de-a doua diagramă corespunde unei perechi de for ţe care se echilibrează în profilulmetalic. Momentul corespunzător este M pr , numit momentul plastic redus al tablei profilate,şi trebuie adăugat la N cf z .



17

Figura 12 Distribuţia tensiunilor pentru moment pozitiv dacă axa neutr ă este în înălţimea tablei profilate

Momentul capabil este atunci :

pr cf Rd ps M z N M . (13)

For ţa de compresiune în beton este:

c

c

ck cf bh

f N

85,0 (14)

Figura 13 a) Relaţia experimentală dintre Mpa şi Mpr ; b) braţul de pârghie z(Johnson, 2004)

Unii autori au propus o formulă aproximativă unde M pr , momentul (capabil) plastic redus altablei profilate poate fi dedus din M pa, momentul capabil plastic de calcul al secţiunii efectivea tablei. Acea formulă, calibrată prin încercări (Figura 13a) pe 8 tipuri de tablă profilată esteurmătoarea:

pa

ap

yp p

cf

pa pr M f A

N M M

125,1 (15)



18

Braţul de pârghie este calculat cu formula următoare (Figura 13b) :

ap

yp p

cf

p pct f A

N eeehh z

)(5,0 (16)

cu :

e p : distanţa axei neutre plastice a ariei efective a tablei la fibra ei inferioar ă;

e : distanţa de la centrul de greutate al ariei efective a tablei la fibra ei inferioar ă.

5.3.2 Verificarea capacit ăţ ii la moment negativ (EC4 §9.7.2(7))

Tipul I de cedare se datorează capacităţii la moment negativ şi axa neutr ă plastică este îngeneral în grosimea tablei profilate. De obicei tabla este ignorată pentru că este comprimată şi

poate să-şi piardă stabilitatea şi contribuţia sa este scăzută în comparaţie cu for ţa de

compresiune din betonul nervurilor.În grosimea plăcii hc betonul este întins şi rezistenţa sa este neglijată. Numai armăturile din

placă preiau întinderi din încovoierea negativă. Momentul capabil negativ de calcul este datde curgerea ( f ys / s ) armăturii (Figura 14).

Rezistenţa de calcul a barelor de armătur ă este:

N s = A s f ys / s (17)

Figura 14 Distribuţia de tensiuni pentru moment negativ

For ţa internă din beton este aproximativ:

c

ck

pl cc

f xb N

85,0 (18)

unde l ăţ imea betonului comprimat , luată ca media grosimii nervurilor de beton pe 1m pentrusimplitate.

Echilibrul dă înălţimea zonei comprimate de beton x pl astfel:



19

c

ck

c

s

ys

s

pl f b

f A

x

85,0

(19)

Dacă z este braţul de pârghie al for ţelor interne N ch şi N c, momentul capabil este:

z f

A M s

ys

s Rd ph

. (20)

Armătura trebuie să fie suficient de ductilă pentru a permite rotiri suficiente în secţiunileintrate în curgere. Armăturile din oţel cu ductilitate ridicată vor satisface în general acestcriteriu, cu condiţia ca înălţimea plăcii de beton să nu fie prea mare.

5.3.3 Forfecare longitudinal ă (EC4 §9.7.3)

Tipul II de cedare corespunde to rezistenţei la forfecare longitudinală. Metoda de verificare

constă în evaluarea rezistenţei medii la forfecare longitudinală u existentă pe deschiderea deforfecare L s şi compararea acesteia cu for ţa aplicată. Această rezistenţă u depinde de tipultablei şi trebuie stabilită pentru fiecare tip de tablă deoarece valoarea este funcţie dearanjamentul specific şi orientarea protuberanţelor, condiţiile de suprafaţă etc. Rezistenţa decalcul a plăcii la forfecare longitudinală este determinată printr-o metodă smiempirică standardizată numită metoda m-k şi propusă iniţial de Porter şi Ekberg (1976).

Această metodă nu se refer ă la rezistenţa medie u ci foloseşte for ţa tăietoare verticală V t

pentru a verifica cedarea la forfecare longitudinală de-a lungul deschiderii de forfecare L s.

Relaţia directă dintre for ţa tăietoare verticală şi forfecarea longitudinală este cunoscută numai pentru comportarea elastică; dacă comportarea este elasto-plastică, relaţia nu este simplă şi

este folosită metoda m-k , care este o abordare semiempirică.Metoda interac ţ iunii par ţ iale este o alternativă la metoda m-k . Această metodă prezintă unmodel mai satisf ăcător, dar este utilizabilă numai pentru plăci compozite ductile şi este dificilde aplicat pentru niveluri foarte scăzute de interacţiune.

Metoda m-k

Metoda semiempirică m-k foloseşte o relaţie parametrică liniar ă în care sunt prezenţi toţi parametrii determinanţi:

V l,R F ( f ck , L s , d p ,b, A p ,V t ) (21)

unde:V l,R : rezistenţa la forfecare longitudinală;V t : for ţa tăietoare verticală;d p : înălţimea utilă medie a plăcii compozite.



20

Figura 15 Determinarea parametrilor m şi k din datele experimentale

Figura 15 prezintă linia m-k determinată cu şase încercări la scara 1:1, împăr ţite în două grupuri de 3, pentru fiecare tip de profil metalic (EC4, §B3.5). Ordonata este un termen cudimensiuni de efort unitar şi depinde de for ţa tăietoare verticală V t incluzând greutatea proprie

a plăcii. Abscisa este un număr adimensional şi reprezintă raportul dintre aria tablei şi aria deforfecare longitudinală. Multiplicând acest raport cu f y / u şi în raport cu axa verticală, sestabileşte o relaţie directă cu capacitatea la forfecare longitudinală a tablei.

Conform Eurocode 4, for ţa verticală maximă de calcul V t,Sd pentru o lăţime de placă b, estelimitată datorită capacităţii la forfecare longitudinală V l,Rd dată de (EC4, §9.7.3(4)):

VS s

p

p Rd l k bL

Amd bV

1)(, (22)

unde k şi m (în N/mm2) sunt ordonata la origine şi panta liniei m-k şi VS este un factor par ţialde siguranţă egal cu 1,25.

Parametrii m şi k sunt obţinuţi din teste standardizate la scar ă naturală. Valorile m şi k depindde tipul de tablă şi de dimensiunile secţiunii plăcii şi sunt date în general de producătorii detablă profilată.

Valoarea caracteristică a fiecărui grup se obţine prin reducerea valorii minime a fiecărui grupcu 10%. Linia dreaptă trecută prin valorile caracteristice ale celor două grupuri dă relaţia decalcul. Betonul este neglijat pentru că s-a observat că pentru clădiri rezistenţa sa nu are îngeneral nici o influenţă dacă f ck este între 25 şi 35MPa.

Pentru proiectare, L s depinde de tipul încărcării. Pentru o încărcare uniformă aplicată peîntreaga deschidere L a unei grinzi simplu rezemate, L s este egală L/4. Această valoare este

obţinută prin egalarea ariei de sub diagrama de for ţă tăietoare pentru o încărcare uniformdistribuită cu aceea dată de două încărcări concentrate simetrice aplicate la distanţă L s dereazeme. Pentru alte dispunerii ale încărcărilor, L s se obţine printr-o procedur ă similar ă. Când

placa compozită este proiectată ca placă continuă, se permite utilizarea, pentru determinarearezistenţei la forfecare, a unei deschideri simplu rezemate echivalente între punctele deinflexiune. Pentru deschideri marginale, totuşi, trebuie folosită întreaga lungime a deschideriimarginale.

Linia forfecării longitudinale (Figura 16) este valabilă numai între anumite limite, pentru că,în funcţie de deschidere, modul de cedare poate fi unul din cele trei descrise anterior.



21

Figura 15 Relaţia dintre modul de cedare şi deschiderea de forfecare

Dacă rezistenţa la forfecare longitudinală a plăcii este insuficientă, ea poate fi mărită prinfolosirea unei forme de ancoraj de capăt, cum ar fi dornurile sau deformarea locală a tablei.Articolul 9.7.4 al Eurocode 4 permite considerarea performanţei îmbunătăţite datorită acestorancoraje de capăt.

Metoda conexiunii par ţiale

Metoda conexiunii par ţ iale, sau metoda u , poate fi de asemenea folosită pentru verificareacapacităţii la forfecare longitudinală. Această metodă trebuie folosită numai la plăcilecompozite cu comportare ductilă (EC4, §9.7.3.(2)).

Figura 17 Diagrama de interacţiune par ţială de calcul

Metoda este bazată pe valoarea de calcul a tensiunii ultime de forfecare u,Rd acţionând la

interfaţa oţel-beton. Valoarea acestei tensiuni duce la o diagramă de interacţiune par ţială. În



22

această diagramă, momentul capabil M Rd al secţiunii transversale la distanţă L x de reazemulcel mai apropiat este reprezentată în funcţie de L x.

u este dat fie de producătorul de tablă profilată, fie de teste standardizate pe plăci compozite.Diagrama de interacţiune par ţială de calcul este dată în Figura 17.

Când nu există conexiune ( L x = 0), se presupune că tabla de oţel preia încărcarea. Diagramade tensiuni este bi-rectangular ă şi momentul capabil este egal cu M pa (momentul capabil plastic al secţiunii transversale efective a tablei). Pentru conexiune toatală, diagramele detensiuni corespund cu momentul capabil de calcul M pl,Rd . Între aceste două diagrame,distribuţia de tensiuni corespunde conexiunii par ţiale.

Lungimea mimină L sf pentru a obţine conexiunea totală este :

Rd u

cf

sf b

N L

, (23)

unde N cf este minimum dintre for ţa capabila a plăcii de beton de hc şi cea a tablei profilate :

ap

yp p

C

cck cf

f Abh f N

;

82,0min (24)

Pentru L x ≥ L sf conexiunea de forfecare este totală şi în consecinţă cedarea la încovoiere (tipulI de cedare) este critică.

Pentru L x < L sf , conexiunea de forfecare este par ţială, şi în consecinţă cedarea la forfecarelongitudinală (tipul II de cedare) este critică.

Figura 18 Procedura de verificare

Procedura de verificare este ilustrată în Figura 18 pentru două plăci cu tipuri diferite deîncărcare şi deschideri. Diagramele de moment capabil şi diagramele de moment de calculsunt reprezentate în funcţie de L x pe acelaşi grafic. Pentru orice secţiune transversală dindeschidere, momentul de calcul M Sd nu poate fi mai mare decât M Rd .



23

5.3.4 Verificarea la for ţă t ăietoare vertical ă (EC4, §9.7.5)

Tipul III de cedare corespunde rezistenţei la for ţă tăietoare verticală. Acest tip de cedare poatefi critic cand tabla profilată are protuberanţe eficiente (împiedecând astfel cedarea de tipul II)şi este caracterizată de forfecarea betonului şi fisurare înclinată aşa cum se vede la grinzile de

beton. Fisura se dezvoltă în zona forfecată, înclinată la 45° faţă de direcţia planului median al plăcii.

Eurocode 4 trimite în mod curent proiectantul la EN 1992-1-1:2004, §6.2.2. Rezistenţa lafor ţă tăietoare verticală V v,Rd a unei plăci compozite pe o lăţime egală cu distanţa dintrecentrele nervurilor poate fi determinată cu relaţia:

pcp pcpck c Rd Rd v d bk vd bk f k C V 01min013/1

,, 100 (25)

unde :

bo : grosimea medie a nervurilor de beton (grosimea minimă pentru profil coadă derândunică) (Figura 19);

A p : aria efectivă a tablei întinse pe lăţimea bo considerată; A p /bod p 0,02

Şi celelalate notaţii sunt ca în EN 1992-1-1.

Figura 19 Secţiunea transveersală utilizată pentru calculul rezistenţei la for ţă tăietoare

5.3.6 Rezistenţ a la str ă pungere (EC4, §9.7.6)

Sub încărcări concentrate mari, placa poate ceda la str ă pungere. Figura 20 reprezintă perimetrul de calcul pentru acest tip de cedare.

Eurocode 4 trimite şi aici la Eurocode 2, §6.4.4 care dă relaţia de calul de mai jos pentrurezistenţa la str ă pungere V p,Rd .

pcp pcpck l c Rd Rd p d uk vd uk f k C V 11min113/1

,, 100 (26)

Unde u1 este perimetrul de calcul de referinţă care se determină ca în figura 20.



24

Figura 20 Perimetrul de calcul de referinţă la str ăpungere

5.4 Proprietăţile elastice ale secţiunii transversale pentru verificările la stărilelimită de serviciu (SLS)

În mod normal, pentru calculul săgeţilor la starea limită de serviciu se foloseşte calcululelastic. În acest caz trebuie utilizată valoarea medie a rigidităţilor secţiunilor fisurate şinefisurate. Trebuie considerată şi lunecarea de capăt.

Într-o secţiune transversală unde betonul întins este considerat fisurat sub încărcarea care dă moment pozitiv, ca în secţiunea din Figura 21, momentul de iner ţie I cc poate fi obţinut din:

pc p p

c

cc

cc I xd An

xbx

nbx I 2

23

)()

2(

12 (27)

cu : I p : momentul de iner ţie al tablei profilate;n : coeficientul de echivalenţă;

xc : poziţia axei neutre elastice faţă de marginea de sus a plăcii, obţinută cu formulaurmătoare:

1

21

p

p p

cnA

bd

b

nA x (28)

Figura 21 Calculul momentului de iner ţie pentru secţiunea fisurată, respectivnefisurată (moment pozitiv)



25

În secţiunea supusă la moment pozitiv, considerând betonul întins nefisurat, momentul deiner ţie I cu este dat de:

pu p p

p

ut pm pm

u

cuucc I xd A

n

h xhhb

nhb

n

xhbx

nbx I

2

23

23

)()

2(

12

)2

(

12 (29)

unde

xu Ai z i / Ai este poziţia axei neutre elastice faţă de marginea superioar ă aplăcii.

În aceste formule care dau momentele de iner ţie, coeficientul de echivelenţă n poate ficonsiderat ca media valorilor între raportul modulilor de scrtă şi de lungă (se consider ă =2şi atunci Ec =Ecm/(1+) = Ecm/3):

)3

(21' cm

cm

a

cm

a

E E

E

E

E

n

(30)

6. Rezumat şi concluzii

Plăcile compozite, constând dintr-o tablă profilată la rece acţionând împreună cu beton turnatin-situ, sunt folosite frecvent la clădirile cu structur ă de oţel. Tabla de oţel este folosită pe postde cofraj în timpul execuţiei şi ca armătur ă întinsă după aceea. Au fost prezentate motivele

pentru care acest sistem este frecvent folosit.

Proiectarea plăcilor compozite cere considerarea a două situaţii – prima, în care tabla de oţel,ca o secţiune cu pereţi subţiri, preia încărcarea dată de betonul proaspăt şi de muncitori şi a

doua, ulterioar ă, în care tabla şi betonul întărit lucrează împreună ca un element structuralcompozit. Au fost explicate metode adecvate de calcul pentru fiecare caz şi date verificările lastările limtă de serviciu şi ultime.

Performanţa unei plăci compozite depinde de eficienţa conexiuni de forfecare dintre beton şitabla de oţel. De obicei se foloseşte o metodă semiempirică de proiectare, care este explicată şi prezentată.

cursul 3 bar placi compozite

Documents