P R O I E C T. GHID PENTRU PROIECTAREA STRUCTURILOR DIN BETON DE ÎNALTĂ REZISTENŢĂ, indicativ GP 124

Transcript

1 P R O I E C T GHID PENTRU PROIECTAREA STRUCTURILOR DIN BETON DE ÎNALTĂ REZISTENŢĂ, indicativ GP

2 Cuprins 1 Generalităţi Obiect Domeniu de aplicare Definiţii şi simboluri Documente de referinţă Cerinţe de performanţă şi criterii de conformare Principii generale Stări limită ultime Starea limită de serviciu (de limitare a degradărilor) Măsuri suplimentare Acţiunea seismică Concepte de proiectare Materiale Beton Rezistenţa la compresiune Rezistenţa la întindere Oţeluri pentru beton armat Aderenţa Ductilitatea şi caracteristicile mecanice ale oţelurilor Capacitatea de îndoire Durabilitatea structurilor din beton de înaltă rezistenţă Proiectarea la stări limită ultime (SLU) Încovoiere şi incovoiere cu forţă axială Principii generale Legi constitutive pentru beton în calculul la SLU Efectul confinării Modelul de beton confinat Legi constitutive pentru oţeluri Forţă tăietoare Grinzi Stâlpi Noduri de cadru Pereţi ductili Asigurarea ductilităţii locale Reguli generale de asigurare a ductilităţii locale Asigurarea capacităţii de ductilitate locală pentru grinzi Grinzi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate înaltă Grinzi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate medie Asigurarea capacităţii de ductilitate locală pentru stâlpi Stâlpi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate înaltă Stâlpi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate medie Asigurarea capacităţii de ductilitate locală pentru pereţi Pereţi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate înaltă Pereţi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate medie Prevederi suplimentare Structuri din beton de înaltă rezistenţă şi beton de rezistenţă normală Protecţia la acţiunea focului

3 ANEXĂ Exemple de calcul Exemplul 1: Grindă de cadru în clasa de ductilitate înaltă.a1 Exemplul 2: Stâlp de cadru în clasa de ductilitate înaltă..a9 Exemplul 3: Nod interior de cadru în clasa de ductilitate înaltă...a17 Exemplul 4: Nod exterior de cadru în clasa de ductilitate înaltă..a19 Exemplul 5: Grindă de cadru în clasa de ductilitate medie A22 Exemplul 6: Stâlp de cadru în clasa de ductilitate medie.a27 Exemplul 7: Rigle de cuplare în clasa de ductilitate înaltă..a33 Exemplul 8: Perete lamelar în clasa de ductilitate înaltă.. A37 Exemplul 9: Perete lamelar în clasa de ductilitate medie....a43 3

4 1 Generalităţi 1.1 Obiect Reglementările tehnice de proiectare actuale nu conţin prevederi privind proiectarea betonul de înaltă rezistenţă (BIR) în zone seismice. În prezent, standardul de proiectare SR EN conţine prevederi pentru calculul elementelor realizate cu betoane de înaltă rezistenţă (> C50/60) la solicitări neseismice, iar codul de proiectare seismică P nu cuprinde prevederi sau recomandări specifice pentru calculul şi alcătuirea acestora. Obiectul ghidului este de a prezenta reguli de calcul şi alcătuire, armonizate cu prevederile standardelor europene de proiectare, specifice elementelor şi structurilor de beton armat realizate din beton de înaltă rezistenţă situate în zone seismice. Ghidul are la bază prevederile din SR EN pentru calculul elementelor realizate cu betoane de înaltă rezistenţă la solicitări neseismice şi aduce precizări necesare şi completări pentru utilizarea betoanelor de înaltă rezistenţă în zone seismice. 1.2 Domeniu de aplicare Prezentul ghid se aplică la proiectarea structurilor pentru clădiri din beton de înaltă rezistenţă situate în zone seismice. Anumite reguli şi metode de calcul se pot utiliza şi pentru proiectarea elementelor care fac parte din alte structuri decât cele de clădiri. Prevederile ghidului se adresează investitorilor, proiectanţilor, executanţilor de lucrări, precum şi organismelor de verificare şi control (verificarea şi/sau expertizarea proiectelor, verificarea, controlul şi/sau expertizarea lucrărilor). 1.3 Definiţii şi simboluri La utilizarea prezentului ghid se aplică simbolurile următoare. NOTĂ - Notaţiile utilizate sunt conforme cu standardul SR EN :2004. A c A 0 A sh D E c M Ed N Ed V Ed aria secţiunii brute de beton aria miezului confinat al secţiunii de beton aria de armătură transversală în nod, pe direcţia considerată în calcul diametrul secţiunii transversale a stâlpului circular modul de elasticitate al betonului valoarea de calcul (de proiectare) a momentului încovoietor valoarea de calcul (de proiectare) a forţei axiale valoarea de calcul (de proiectare) a forţei tăietoare aplicate V jhd V Rd,c valoarea de calcul (de proiectare) a forţei tăietoare aplicate în nod pe orizontală valoarea de calcul (de proiectare) a forţei tăietoare preluate de beton a g acceleraţia terenului pentru proiectare (pentru componenta orizontală a mişcării terenului) 4

5 b 0 şi h 0 b c şi h c b i b j b w c d d bl d r dimensiunile miezului de beton confinat pe cele două direcţii dimensiunile secţiunii transversale a stâlpului distanţa între două armături longitudinale aflate la colţ de etrier Lăţimea de calcul a nodului grindă stâlp lăţimea inimii grinzilor în formă de T, I sau L sau a unui perete factor de amplificare al deplasării elastice în calculul la SLU înălţime utilă a secţiunii transversale diametrul armăturii longitudinale deplasarea relativă de nivel sub acţiunea seismică f cd valoarea de calcul (de proiectare) a rezistenţei la compresiune a betonului f ck valoarea caracteristică a rezistenţei la compresiune a betonului f cm valoarea medie a rezistenţei la compresiune a betonului f ctd valoarea de calcul (de proiectare) a rezistenţei la întindere a betonului f c0 f cc f ctk;0,95 f ctk;0,05 f ctm f t rezistenţa la compresiune a betonului neconfinat rezistenţa la compresiune a betonului confinat valoarea caracteristică a rezistenţei la întindere a betonului (fractil superior) valoarea caracteristică a rezistenţei la întindere a betonului (fractil inferior) valoarea medie a rezistenţei la întindere a betonului Valoarea efortului unitar maxim suportat de armătură f yk valoarea caracteristică a limitei de curgere a armăturii f yd valoarea de calcul (de proiectare) a limitei de curgere a armăturii f ywd valoarea de calcul (de proiectare) a limitei de curgere a armăturilor transversale f hcc f l f le g h K e l w q s t efortul în armătura transversală atunci când este atins efortul unitar maxim în betonul confinat presiunea nominală de confinare presiunea efectivă de confinare acceleraţia gravitaţională înălţimea secţiunii unui element structural indice de eficienţă a confinării lungimea secţiunii unui perete structural factor de reducere a forţei seismice distanţa între etrieri timpul 5

6 α cc α ct β cc (t) ε c ε c2 ε cu2 ε c3 ε cu3 ε p ε s ε uk ε ud γ C γ Rd coeficient ce ţine seama de efectele de lungă durată asupra rezistenţei la întindere şi de efectele defavorabile ce rezultă din modul de aplicare al încărcării (în general se recomandă α ct = 1) coeficient ce ţine seama de efectele de lungă durată asupra rezistenţei la compresiune şi de efectele defavorabile ce rezultă din modul de aplicare al încărcării (în general se recomandă α cc = 1) coeficient care exprimă evoluţia rezistenţei la compresiune în funcţie de vârsta betonului deformaţie specifică la compresiune a betonului deformaţie specifică la compresiune a betonului corespunzătoare efortului unitar maxim f c (diagrama parabola dreptunghi) deformaţie specifică ultimă a betonului la compresiune (diagrama parabola dreptunghi) deformaţie specifică la compresiune a betonului corespunzătoare efortului unitar maxim f c (diagrama biliniară) deformaţie specifică ultimă a betonului la compresiune (diagrama biliniară) deformaţie specifică a armăturii pretensionate deformaţie specifică a armăturii nepretensionate valoarea caracteristică a deformaţiei specifice a armăturilor pentru beton armat sau pretensionate sub efort unitar maxim valoarea de calcul (de proiectare) a deformaţiei specifice a armăturilor pentru beton armat sau pretensionate sub efort unitar maxim coeficientul parţial de siguranţă referitor la beton coeficient de suprarezistenţă v coeficientul de reducere a rezistenţei betonului fisurat = 0,6(1-f ck /250) ν Ed σ c σ cp valoarea de calcul (de proiectare) a forţei axiale normalizate = N Ed /A c efortul unitar de compresiune în beton efortul unitar mediu de compresiune în inima peretelui 1.4 Documente de referinţă Nr. crt. 1 2 Standard Denumire SR EN :2004 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale şi reguli pentru clădiri. SR EN :2004/ NB:2008 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale şi reguli pentru clădiri. Anexa naţionlă 3 SR EN :2004/AC:2012 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale şi reguli pentru clădiri. 4 SR EN :2004/ Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: 6

7 5 6 7 NB:2008/A91:2009 Reguli generale şi reguli pentru clădiri. Anexa naţionlă SR EN :2006 Eurocode 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-2: Reguli generale. Calculul comportării la foc. SR EN Eurocode 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-2: 2:2006/AC:2008 Reguli generale. Calculul comportării la foc. SR EN Eurocode 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-2: 2:2006/NA:2009 Reguli generale. Calculul comportării la foc. Anexa naţională Nr. crt. Reglementare tehnică Act normativ prin care se aprobă reglementarea tehnică/publicaţia Cod de proiectare. Partea 1-Prevederi de proiectare pentru clădiri, indicativ P Cod de proiectare a construcţiilor cu pereţi structurali de beton armat CR Specificaţie tehnică privind produse din oţel utilizate ca armături: cerinţe şi criterii de performanţă, indicativ ST Proiect de reglementare tehnică Proiect de reglementare tehnică Ordinul ministrului dezvoltării regionale şi turismului nr. 683/2012, publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I nr.337 din 18 mai 2012 (2) Acest ghid cuprinde texte reproduse din standardul naţional SR EN :2004 şi SR EN :2004/NB:2008, identificate prin bară laterală şi/sau referinţa [1]. 2 Cerinţe de performanţă şi criterii de conformare 2.1 Principii generale (1) Structurile din BIR vor respecta cerinţele de performanţă din codul de proiectare seismică P 100-1, şi anume: (i) cerinţa de siguranţă a vieţii pentru cutremurul de proiectare; (ii) cerinţa de limitare a degradarilor pentru cutremurul de serviciu. (2) Caracteristicile cutremurelor de proiectare şi respectiv de serviciu sunt stabilite în codul P (3) Îndeplinirea cerinţelor fundamentale stabilite la paragraful 5.1(1) se controlează prin verificările la două categorii de stări limită: (i) Stări limită ultime, SLU, asociate cu ruperea elementelor structurale şi alte forme de cedare structurală care pot pune în pericol siguranţa vieţii oamenilor; (ii) Stări limită de serviciu, SLS, care au în vedere dezvoltarea degradărilor până la un nivel dincolo de care cerinţele specifice de exploatare nu mai sunt îndeplinite. (4) Pe lângă verificările explicite ale stărilor limită se vor lua şi alte măsuri specifice pentru a reduce incertitudinile referitoare la buna comportare la cutremur a construcţiilor (vezi 2.4). 7

8 2.2 Stări limită ultime (1) Se vor limita deplăsarile laterale sub acţiunile seismice asociate stărilor limită ultime la valori care: (i) să asigure cu o marjă de siguranţă suficientă că deformaţia laterală a structurii este inferioară celei corespunzătoare prăbuşirii; (ii) să evite riscul pentru persoane pe care-l poate prezenta prăbuşirea elementelor nestructurale. (2) La evaluarea deplăsărilor laterale se va utiliza rigiditatea reală a structurii. (3) În lipsa unei evaluări mai exacte a rigidităţii, se poate considera că rigiditatea elementelor de beton armat este 50% din rigiditatea elementelor din beton simplu cu aceeaşi secţiune, considerate nefisurate. (4) Determinarea deplasărilor orizontale se va face conform anexei E din P (5) Dacă deplasările relative de nivel nu depăşesc 2,5% din înălţimea etajului, condiţia 2.2(1) se consideră îndeplinită. (6) Sistemul structural va fi înzestrat cu suficientă ductilitate globală, ductilitate locală şi capacitate de rezistenţă pentru a face faţă efectelor acţiunii seismice de calcul. (7) Se pot avea în vedere diferite combinaţii ductilitate/ rezistenţă pentru verificarea condiţiei 2.2(5). Aceastea sunt fie cele obţinute pe baze prescriptive (prin asumarea unei clase de ductilitate şi a factorilor de comportare şi măsurilor de ductilizare asociate) fie prin verificarea directă a performanţei structurale pe bază de deplasări, prin analiză inelastică. (8) Structura va fi verificată şi la stabilitatea de ansamblu sub acţiunea seismică de calcul. Se vor avea în vedere atât stabilitatea la răsturnare, cât şi stabilitatea la lunecare. (9) Calculul structural va lua în considerare, atunci când sunt semnificative, efectele de ordinul Starea limită de serviciu (de limitare a degradărilor) (1) Se va verifica dacă deplăsarile relative de nivel sub acţiuni seismice asociate acestei stări limită, sunt mai mici decât cele care asigură protecţia elementelor nestructurale şi a echipamentelor. (2) La evaluarea deplăsărilor laterale se va utiliza rigiditatea reală a structurii. (3) În lipsa unei evaluări mai exacte a rigidităţii, se poate considera că rigiditatea elementelor de beton armat este 50% din rigiditatea elementelor din beton simplu cu aceeaşi secţiune, considerate nefisurate. (4) Dacă deplasările relative de nivel nu depăşesc 0,5% din înălţimea etajului pentru clădiri la care elemente nestructurale fragile sunt ataşate de structură, respectiv 0,75% când elemente nestructurale cu capacitate mare de deformare sunt ataşate de structură, sau 1% dacă prinderile elementelor nestructurale fac ca acstea să nu interacţioneze cu structura, condiţia 2.3(1) se consideră îndeplinită. 2.4 Măsuri suplimentare (1) Se vor alege, pe cât posibil, amplasamente favorabile în mediul natural şi în mediul construit, cu riscuri seismice minime. Se vor evita, ca regulă generală, amplasamente cu 8

9 proprietăţi geologice şi geotehnice cu influenţe potenţial negative asupra cerinţelor şi răspunsului seismic structural. (2) La conceperea sistemului structural se vor avea în vedere următoarele aspecte: - simplitatea structurii - redundanţa structurii - geometria structurii în întregul ei, cu considerarea modului de distribuire a elementelor structurale, nestructurale şi a maselor - rezistenţa şi rigiditatea laterală în orice direcţie - realizarea ca diafragme a planşeelor - realizarea unor fundaţii adecvate. Notă: Realizarea unei structuri simple, compacte, pe cât posibil simetrice, regulate în plan şi pe verticală, reprezintă obiectivul cel mai important al proiectării, deoarece modelarea, calculul, dimensionarea, detalierea şi execuţia structurilor simple este supusă la incertitudini mult mai mici şi, ca urmare, se poate impune construcţiei, cu un grad înalt de încredere, comportarea seismică dorită. Reguli şi recomandări privind realizarea dezideratelor de mai sus sunt date în P Acţiunea seismică (1) Acţiunea seismică pentru un amplasament dat şi pentru o construcţie dată se stabilesc pe baza zonării seismice şi a spectrelor de răspuns din codul P Efectul condiţiilor de teren este considerat în mod indirect şi implicit prin intermediul perioadei de colţ T c asociată amplasamentului. (2) În cazurile specificate în P se va efectua un studiu de hazard pentru amplasament. 4 Concepte de proiectare (1) Proiectarea structurilor din beton amplasate în zone seismice trebuie să asigure acestora o capacitate adecvată de disipare a energiei, fără o reducere substanţială a rezistenţei globale sub încărcarile laterale induse de cutremur şi încărcarile verticale asociate. (2) În situaţia de proiectare seismică trebuie îndeplinite următoarele cerinţe: asigurarea unei rezistenţe adecvate pentru toate elemente structurale, asigurarea capacităţii de deformare postelastică în zonele critice astfel încât aceasta să fie în concordanţă cu ductilitatea de ansamblu considerată la proiectarea structurii. (3) Construcţiile se pot proiecta pentru clasa de ductilitate înaltă (DCH), caz în care acestea trebuie să aibă o capacitate substanţială de deformare în domeniul postelastic, distribuită în numeroase zone ale structurii iar cedările de tip fragil trebuie evitate. (4) Pentru construcţii amplasate în zonele seismice caracterizate de valori a g 0,15g, se poate adopta o proiectare care să înzestreze structurile cu capacitate de ductilitate mai mică, cu un spor corespunzător de rezistenţă. În acest caz construcţiile se încadrează în clasa de ductilitate medie (DCM), pentru care sunt date prevederi specifice în P şi în acest ghid. (5) În cazul construcţiilor amplasate în zone cu seismicitate scăzută (a g 0,10g), structurile de beton pot fi alternativ concepute, conform P 100-1, cu o capacitate de disipare şi ductilitate scăzută (DCL) pe baza regulilor din SR EN

10 5 Materiale 5.1 Beton (1) Se defineşte betonul de înaltă rezistenţă (BIR) ca fiind betonul de clasă mai mare de C50/60. Caracteristicile de rezistenţă ale BIR sunt date în capitolele şi Pentru determinarea altor caracteristici (curgere lentă, contracţie, etc.) se vor vedea prevederile corespunzătoare din SR EN Rezistenţa la compresiune (1) Rezistenţa caracteristică este rezistenţa pe cilindru: f ck = f ck,cyl (2) Rezistenţa medie se determină cu relaţia: f cm = f ck + 8 MPa (3) În cazul în care este nevoie să se specifice rezistenţa betonului la alte vârste decât 28 de zile, se foloseşte relaţia următoare: f ck (t) = f cm (t) - 8 (MPa) pentru 3 < t < 28 zile (5.1) f ck (t) = f ck pentru t 28 zile. (5.2) în care rezistenţa medie la vârsta t se evaluează conform SR EN cu relaţia: f cm (t) = β cc (t) f cm (5.3) unde: β cc (t)= exp f cm (t) f cm β cc (t) t s 1/ 2 28 s 1 (5.4) t este rezistenţa medie la compresiune a betonului la vârsta t zile; este rezistenţa medie la compresiune a betonului la 28 zile; este un coeficient care depinde de vârsta betonului reprezentat grafic în Figura 5.1 este vârsta betonului, în zile este un coeficient care depinde de tipul de ciment, egal cu: = 0,20 pentru cimenturi de clasă de rezistenţă CEM 42,5 R, CEM 52,5 N şi CEM 52,5 R (Clasa R) = 0,25 pentru cimenturi de clasă de rezistenţă CEM 32,5 R, CEM 42,5 N (Clasa N) = 0,38 pentru cimenturi de clasă de rezistenţă CEM 32,5 N (Clasa S) (4) În cazul elementelor tratate termic se aplică prevederile din secţiunea 10 şi relaţia (B10) din Anexa B din SR EN , pentru a ţine seama de efectul temperaturii asupra gradului de maturitate al betonului. 10

11 β ciment R ciment N ciment S t (zile) Figura 5.1. Variaţia coeficientului β cc în timp, în funcţie de tipul de ciment (5) Caracteristicile de rezistenţă şi de deformaţie ale BIR sunt date în tabelul 5.1. Tabelul 5.1. Caracteristici de rezistenţă şi de deformaţie BIR (cf. SR EN ) f ck (MPa) f ck,cube (MPa) f cm (MPa) f ctm (MPa) 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 f ctk,0,05 (MPa) 3,0 3,1 3,2 3,4 3,5 E cm (GPa ) ε c1 ( ) 2,5 2,6 2,7 2,8 2,8 ε cu1 ( ) 3,2 3,0 2,8 2,8 2,8 ε c2 ( ) 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 ε cu2 ( ) 3,1 2,9 2,7 2,6 2,6 n 1,75 1,6 1,45 1,4 1,4 (6) Rezistenţa de calcul este dată de relaţia: unde: f cd = α cc f ck / γ C (5.5) γ C α cc este coeficientul parţial de siguranţă referitor la beton, este un coeficient ce ţine seama de efectele de lungă durată asupra rezistenţei la compresiune şi de efectele defavorabile ce rezultă din modul de aplicare al încărcării (în general se recomandă α cc = 1). 11

12 (7) Pentru calculele la SLU se recomandă utilizarea diagramei parabolă-dreptunghi (Figura 5.2), descrisă de relaţiile de calcul din SR EN , σ c f cd ε c2 ε cu2 ε c Figura 5.2. Diagrama parabolă-dreptunghi pentru beton comprimat n ε = c σ c f cd 1 1 pentru 0 εc εc2 (5.6) ε c2 σ c = f cd pentru ε c2 ε c εcu2 (5.7) în care: n este exponentul, conform tabelului 5.1; ε c2 este deformaţia atinsă la efortul maxim, conform tabelului 5.1; ε cu2 este deformaţia ultimă, conform tabelului Rezistenţa la întindere (1) Rezistenţa la întindere se determină, conform cu SR EN , pe baza rezistenţei medii la compresiune, cu relaţiile următoare: - rezistenţa medie f ctm =2,12 ln(1+(f cm /10)) (5.8) - rezistenţa caracteristică f ctk;0,05 = 0,7 f ctm fractil 5% (5.9) f ctk;0,95 = 1,3 f ctm fractil 95% (5.10) (2) Rezistenţa de calcul la întindere este dată de relaţia: în care: γ C f ctd = α ct f ctk,0,05 / γ C (5.11) este coeficientul parţial de siguranţă referitor la beton, 12

13 α ct este un coeficient ce ţine seama de efectele de lungă durată asupra rezistenţei la întindere şi de efectele defavorabile ce rezultă din modul de aplicare al încărcării (în general se recomandă α ct = 1). (3) Când este necesară valoarea rezistenţei la întindere la vârste diferite de 28 de zile, se foloseşte o relaţie similară cu cea folosită pentru rezistenţa la compresiune: f ctm (t) = (β cc (t)) α f ctm (5.12) unde β cc (t) este dat de expresia (5.4) şi α = 1 pentru t < 28 α = 2/3 pentru t 28. (4) Se admite relaţia următoare între rezistenţa la întindere prin încovoiere şi cea la întindere directă, care pune în evidenţă dependenţa celei dintâi de dimensiunile elementului: f ctm,fl = max {(1,6 - h/1000)f ctm ; f ctm } (5.13) în care h este înălţimea totală a elementului, în mm. 5.2 Oţeluri pentru beton armat (1) Oţelurilor folosite pentru armarea BIR trebuie să respecte prevederile din SR EN şi specificaţia tehnică ST 009 (vezi din prezentul ghid). Se pot folosi şi oţeluri de înaltă rezistenţă (vezi nota de la tabelul 5.3) Aderenţa (1) Produsele profilate sau amprentate îndeplinesc condiţiile pentru a fi considerate de înaltă aderenţă dacă geometria nervurilor sau a amprentelor respectă condiţiile privind suprafaţa relativă a nervurii, f R,min, din tabelul 5.2. Tabelul 5.2. Valori f R,min (cf. ST 009) Diametrul nominal al barei (mm) f R,min 0,039 0,045 0,052 0, Ductilitatea şi caracteristicile mecanice ale oţelurilor (1) SR EN defineşte trei clase de ductilitate, A, B şi C, iar ST 009 defineşte cinci clase (vezi Tabelul 5.3). Pentru elementele structurale care fac parte din sistemul de preluare a forţelor seismice se vor folosi numai armături de clasă B, C sau C s (după clasificarea din ST 009). În zonele potenţial plastice ale acestor elemente se vor folosi numai armături de clasă C sau C s. Pentru armarea transversală se poate utiliza şi oţel cu limita de elasticitate mai mare decât 600 MPa, din clasa de ductilitate A, B, C sau C s. (2) Diagrama de calcul σ ε a armăturilor este fie cea biliniară cu consolidare şi deformaţie ultimă limitată la ε ud, fie cea biliniară cu palier şi fără limită de deformaţie (Figura 5.3). (3) Valorile de calcul ale eforturilor unitare şi ale deformaţiilor specifice sunt: f yd = f yk /γ s (5.14) 13

14 în care γ s = 1,15 f td = 0,9f tk /γ s (5.15) ε ud = 0,9ε uk (5.16) Tabelul 5.3. Proprietăţile armăturilor (după ST 009) Categoria de Alungirea la forţă Alungirea la rupere ductilitate maximă A gt (%) A n (%) Raportul k = (f t / f y ) k A s 1,5 6,0 1,03 A 2,5 6,0 1,05 B 5,0 10,0 1,08 C 7,5 16,0 1,15 1,35 C s 10,0 20,0 1,25 7,5 16,0 1,25 σ s f td f yd ε yd ε ud ε s Figura 5.3 Diagrame efort unitar-deformaţie de calcul (B) ale oţelurilor pentru beton armat Capacitatea de îndoire (1) Aptitudinea la îndoire se verifică prin testul de îndoire sau cel de îndoire-dezdoire. Testele sunt considerate satisfăcute dacă după test nu este nici un semn de rupere sau fisuri vizibile cu ochiul liber. (2) Deformarea la cald nu este admisă pentru că modifică proprietăţile de rezistenţă şi deformabilitate ale oţelului. (3) Testul de îndoire constă din îndoirea la 180º o singură dată a barei, în jurul unui dorn cu diametrul dat în tabelul 5.4. (4) Testul de îndoire-dezdoire constă în îndoirea barei la 90º, în jurul unui dorn cu diametrul conform tabelului 5.5, îmbătrânirea oţelului, urmată de dezdoire cu cel puţin 20º. 14

15 Tabelul 5.4. Diametrul dornului pentru testul de îndoire (ST 009) Diametrul nominal d (mm) Diametrul maxim al dornului 16 3d > 16 6d Sârme trefilate 3-4d Tabelul 5.5. Diametrul dornului pentru testul de îndoire-dezdoire (ST 009) Diametrul nominal d (mm) Diametrul maxim al dornului < 12 5d 16 < d 25 8d > 25 10d Sârme trefilate 5d 6 Durabilitatea structurilor din beton de înaltă rezistenţă (1) Conform SR EN , o structură durabilă trebuie să satisfacă cerinţele de aptitudine de exploatare, de rezistenţă şi de stabilitate pe întreaga durată de utilizare din proiect, fără vreo pierdere semnificativă de funcţionalitate sau lucrări de întreţinere neprevăzute extinse. (2) Durabilitatea unei structuri este determinată de grosimea stratului de acoperire cu beton şi de calitatea betonului dacă deschiderea fisurilor este limitată prin proiectare. (3) Pentru asigurarea durabilităţii structurii se vor respecta prevederile din SR EN , capitolul 4, pentru alegerea clasei minime de rezistenţă a betonului şi determinarea grosimii stratului de acoperire în funcţie de clasa de expunere a elementului structural, şi din capitolul 7, pentru limitarea deschiderii fisurilor. 7 Proiectarea la stări limită ultime (SLU) 7.1 Încovoiere şi incovoiere cu forţă axială Principii generale (1) Determinarea momentului capabil ultim al secţiunilor de beton armat se bazează pe ipotezele următoare : - secţiunile plane rămân plane; - armăturile aderente, fie că sunt întinse sau comprimate, suferă aceleaşi deformaţii relative ca betonul adiacent; - rezistenţa la întindere a betonului este neglijată; - eforturile unitare în betonul comprimat se deduc din diagrama efort-deformaţie de calcul indicată la (Figura 5.2); - eforturile unitare în armăturile pentru beton armat se deduc din diagramele de calcul indicate la (Figura 5.3). (2) Deformaţia la compresiune a betonului trebuie limitată la ε cu2 (a se vedea şi tabelul 5.1) dacă o parte a secţiunii este întinsă. Deformaţiile armăturilor pentru beton armat trebuie limitate la ε ud. 15

16 (3) Pentru secţiunile care sunt supuse la o încărcare centrică se limitează deformaţia medie la compresiune la ε c2. (4) Pentru secţiunile comprimate excentric, cu întreaga secţiune comprimată, deformaţia limită se determină prin interpolare liniară între ε c2 şi ε cu2, în funcţie de curbură. (5) Prevederile de la (2), (3) şi (4) conduc la aplicarea regulii celor trei pivoţi reprezentată în figura 7.1. ε cu2 A s2 B C A p A s A ε p ε p (0) ε ud ε c2 Figura 7.1. Diagrama deformaţiilor admise la starea limită ultimă Legi constitutive pentru beton în calculul la SLU (1) Pentru calculul la SLU este recomandată o relaţie σ ε de tip parabolă-dreptunghi (Figura 5.2 şi ecuaţiile 5.1a şi b), dar sunt admise şi alte relaţii σ ε, dacă sunt echivalente sau mai acoperitoare. (2) Valorile deformaţiilor ε c2 şi ε cu2 (definite în Figura 5.2) pentru betoane obişnuite ( C50/60) sunt 0,002, respectiv 0,0035. Pentru betoane de înaltă rezistenţă, valorile acestor deformaţii sunt date în tabelul 5.1. (3) Este admisă de asemenea utilizarea unei diagrame dreptunghiulare echivalente de eforturi unitare în betonul comprimat (vezi Figura 7.2). Parametrii λ şi η care definesc blocul dreptunghiular sunt, conform SR EN , daţi de relaţiile următoare: λ = 0,8 pentru f ck 50 MPa (7.1) λ = 0,8 - (f ck -50)/400 pentru 50 < f ck 90 MPa (7.2) şi η = 1,0 pentru f ck 50 MPa (7.3) η = 1,0 - (f ck -50)/200 pentru 50 < f ck 90 MPa (7.4) 16

17 ε cu A s2 f yd f cd A p σ p ηf cd A s2 M Rd z 2 y x λx ε cp z σ cy A s f y x 0 b y σ dy cy A p f p ηf λx cd 0 b dy y A s ε s Figura 7.2. Diagrama dreptunghiulară echivalentă Efectul confinării (1) În cazul solicitării triaxiale σ 3 = σ 2 < σ 1, trebuie să se ţină cont de efectul de confinare a betonului. Figura 7.3. Stare triaxială de eforturi Notă: Folosirea modelui de beton confinat dat în SR EN la betoane de înaltă rezistenţă nu este indicată deoarece acesta a fost calibrat folosind betoane obişnuite. Pentru elementele realizate din beton de înaltă rezistenţă, modelul de confinare recomandat în acest ghid este modelul propus de Cusson şi Paultre în 1994, care a fost calibrat folosind datele experimentale obţinute pe 50 de stâlpi cu rezistenţe de la 60 la 120 MPa. Pentru armăturile transversale s-a folosit oţel cu limita de curgere variind de la 400 la 1400MPa Modelul de beton confinat (1) Presiunea laterală nominală pentru stâlpii rectangulari este dată de relaţia: unde: f A + A hcc shx shy f = l (7.5) s b 0 + h 0 f hcc efortul în armătura transversală atunci când este atins efortul unitar maxim în betonul confinat; s - distanţa între etrieri; b 0 şi h 0 - dimensiunile miezului de beton confinat pe cele două direcţii; 17

18 A shx şi A shy ariile de armătură transversală pe cele două direcţii. (2) Presiunea efectivă de confinare este dată de relaţia: f le = K e f l în care indicele de eficienţă a confinării K e este : (7.6) K e 1 = n i= 1 b 2 i / ( 6b h ) ρ cc s 2b 0 1 s 2h 0 (7.7) (3) Stâlpii supuşi la compresiune se clasifică în trei clase, funcţie de factorul de confinare efectivă: - Clasa I - Stâlpi slab confinaţi (0% < f le / f co < 5%) - Clasa II - Stâlpi mediu confinaţi (5% < f le / f co < 20%) - Clasa III - Stâlpi puternic confinaţi ( f le / f co >20%) Notă: Deoarece stâlpii din prima clasă nu prezintă o creştere suficientă de rezistenţă şi ductilitate, nu se recomandă folosirea lor în zone seismice sau ca structură principală pentru preluarea forţelor laterale induse de acţiunea cutremurelor de intensitate medie sau ridicată. Stâlpii de clasă II, care prezintă creşteri moderate de rezistenţă şi o comportare ductilă a betonului confinat după atingerea rezistenţei maxime, sau cei din clasa III, cu creşteri semnificative ale rezistenţei şi ductilităţii se pot folosi în structurile aflate în zone seismice. (4) Rezistenţa betonului confinat este dată de relaţia: f cc / f co = (f le /f co ) 0.7 (7.8) Figura 7.4. Legea constitutivă σ-ε pentru beton confinat şi neconfinat conform modelului propus de Cusson şi Paultre (5) Legea constitutivă σ-ε pentru beton confinat este dată de relaţiile: σ f r r 1 ( ε ) ( ) c / ε cc + ε c / ε cc k2 [ k ( ε ε ) ] c = cc r 1, pentru ε c ε cc (7.9a) σ = f exp, pentru ε c ε cc (7.9b) c cc c cc 18

19 unde: k 1 ln 0.5 = (7.10) k ( ε ε ) 2 c50c cc 1.4 fle k 2 = (7.11) f co 1.7 f le ε = cc ε co (7.12) f co 1.1 fle ε 50 = c c ε c U (7.13) f co ε c50u =0.004 (7.14) La determinarea lui ε c50c se consideră f hcc =f yh, deoarece la această deformaţie specifică a betonului şi armătura transversală intră în curgere. Reprezentarea grafică a legii constitutive pentru beton de înaltă rezistenţă confinat este dată în figura 7.4. (6) Pentru determinarea rezistenţei betonului confinat, modelul Cusson-Paultre nu presupune a apriori intrarea în curgere a armăturii transversale. Determinarea presiunii laterale se face în mod iterativ folosind următorii paşi: 1) Se determină presiunea laterală efectivă f le considerând consideră f hcc =f yh 2) Se determină rezistenţa betonului confinat, f cc, şi deformaţia specifică care corespunde atingerii acesteia ε cc. 3) Se determină ε cc folosind relaţia ε hcc =0.5 ε cc [1-( f le / f cc )] 4) Se determină f hcc folosind legea constitutivă a oţelului folosit pentru armătura transversală; 5) Se reevaluează presiunea efectivă de confinare f le, iar dacă aceasta este mai mică decât f yh se repetă paşii de la 2) la 4) Legi constitutive pentru oţeluri (1) Pentru calcul, curba caracteristică a oţelului se schematizează fie printr-o relaţie biliniară cu palier, fie printr-o relaţie biliniară cu consolidare (Figura 5.3). Opţiunea curentă este relaţia biliniară cu palier, folosită în calculul simplificat de rezistenţă. (2) În cazul se adoptă modelul cu palier nu se face nici o verificare pentru deformaţia ultimă iar în care se adoptă, iar în cazul în care se adoptă modelul biliniar, valoarea de calcul a deformaţiei ultime este 90% din valoarea caracteristică a deformaţia ultime ε ud = 0,9ε uk (de exemplu, pentru un oţel din clasa C, valoarea caracteristică a deformaţiei ultime este de 7,5%, iar valoarea de calcul este 0,9x7,5 = 6,75%). 7.2 Forţă tăietoare Comportarea la forţă tăietoare a elementelor de beton de înaltă rezistenţă prezintă aspecte specifice, care se reflectă în regulile de calcul. De asemenea, solicitarea ciclică alternantă 19

20 impune măsuri suplimentare. Conceptul de bază rămâne cel al grinzii cu zăbrele echivalente adoptat în SR EN Grinzi (1) Pentru calculul grinzilor la starea limită de rezistenţă la forţă tăietoare, ca document normativ de referinţă se utilizează SR EN (2) Grinzile din clasa de ductilitate scăzută (DCL) se vor calcula conform prevederilor din SR EN , 6.2. (3) Grinzile din clasa de ductilitate înaltă şi medie se vor calcula conform prevederilor din P 100-1, astfel: în afara zonele critice conform SR EN , iar în zonele critice ca mai jos. (4) Modul de dimensionare la forţă tăietoare şi de armare transversală a zonelor critice pentru grinzile din clasele de ductilitate înaltă şi medie se stabileşte funcţie de valoarea algebrica a raportului între forţa tăietoare minimă şi cea maximă, ζ = V Ed min / V Ed max, în secţiunea de calcul: (0) (i) Dacă: ζ 0,5 sau ζ < 0,5 şi V Ed (2 + ζ )bwdf ctd (7.15) max calculul şi armarea transversală se efectuează pe baza prevederilor specifice din SR EN , înclinarea diagonalelor comprimate considerându-se egală cu 45 ; (ii) Dacă: ( ) ζ < 0,5 şi V Ed > (2 + ζ )bwdf ctd (7.16) Stâlpi max atunci jumătate din valoarea forţei tăietoare de dimensionare se preia prin etrieri perpendiculari pe axa grinzii, calculaţi ca la punctul precedent, iar cealaltă jumătate prin armături înclinate dispuse pe două direcţii înclinate cu ±45 faţă de axa grinzii. (1) Pentru calculul stâlpilor la starea limită de rezistenţă la forţă tăietoare, ca document normativ de referinţă se utilizează SR EN (2) Sâlpii din clasa de ductilitate scăzută (DCL) se vor calcula conform prevederilor din SR EN , 6.2. (2) La verificarea stâlpilor din clasele de ductilitate înaltă şi medie la forţă tăietoare, înclinarea diagonalelor comprimate în modelul de grindă cu zăbrele se ia egală cu Noduri de cadru (1) Nodurile structurilor în cadre de ductilitate medie (DCM) vor fi prevăzute cu armătură de confinare egală cu armătura zonelor critice din stâlp. Dacă în nod intră grinzi cu lăţimea cel puţin egală cu ¾ din latura stâlpului pe toate cele patru feţe, atunci se poate reduce la jumătate armătura transversală şi distanţa între armături se poate dubla, fără însă a depăşi 150 mm. (2) Nodurile structurilor în cadre de ductilitate înaltă (DCH) vor respecta prevederile de la alineatele (3)-(8) de mai jos. (3) Forţa de compresiune înclinată produsă în nod de mecanismul de diagonală comprimată nu va depăşi rezistenţa la compresiune a betonului solicitat transversal la întindere. 20

21 (4) În afară de cazul în care se foloseşte un model de calcul mai riguros, cerinţa de la (3) se consideră satisfăcută dacă : - la nodurile interioare: V jhd 3,25f ctd b j h c (7.17a) - la nodurile exterioare : V jhd 2,25f ctd b j h c (7.17b) în care b j este lăţimea de calcul a nodului: b j = min(b c ; b w + 0,5h c ) (7.18) (5) Armăturile transversale orizontale din nod se vor dispune sub formă de etrieri închişi sau agrafe şi se vor dimensiona conform P 100-1, şi anume: - la nodurile interioare: A sh f ywd 0,8(A s1 + A s2 )f yd (1-0,8ν d ) (7.19) - la nodurile exterioare A sh f ywd 0,8A s2 f yd (1-0,8ν d ) (7.20) În relaţiile de mai sus ν d corespunde forţei axiale a stâlpului inferior. Aceste relaţii sunt valabile dacă există grinzi care intră în nod pe direcţia transversală acţiunii seismice, pe ambele feţe laterale ale nodului. În caz contrar, aria de armătură rezultată din calcul, A sh, se sporeşte cu 25%. (6) Etrierii orizontali calculaţi cu (7.19) sau (7.20) se vor distribui uniform pe înălţimea nodului. În cazul nodurilor exterioare, etrierii vor cuprinde capetele îndoite ale armăturilor longitudinale din grindă. (7) Armătura orizontală a nodului nu va fi mai mică decât armătura transversală din zonele critice ale stâlpului. (8) Armătura longitudinală verticală A sv care trece prin nod, incluzând armătura longitudinală a stâlpului, va avea aria, conform P 100-1: în care : A sv (2/3)A sh (h jc /h jw ) (7.21) h jw h jc este distanţa interax între armăturile de la partea superioară şi cea inferioară a grinzilor; este distanţa interax între armăturile marginale ale stâlpilor. (9) Pentru a limita lunecarea barelor longitudinale ale grinzii care intră în nod, raportul între diametrul barei şi dimensiunea stâlpului paralelă cu bara trebuie să respecte relaţiile: în care: - la noduri interioare: d h bl c 7,5 f γ f Rd ctm yd 1+ 0,8ν d 1+ 0,5k (7.22) dbl 7,5 fctm - la nodurile exterioare : 1+ 0,8ν d (7.23) h γ f k = 0,5 pentru DCM şi 0,75 pentru DCH γ Rd = 1,0 pentru DCM şi 1,2 pentru DCH În nici un caz raporul d bl /h c nu va fi mai mare decât 1/20. c Rd yd 21

22 7.2.4 Pereţi ductili (1) Secţiunea inimii pereţilor trebuie să satisfacă condiţia: în care: - la construcţii proiectate pentru clasa DCH: V Ed 2,5 f ctd b w l w (7.24) - la construcţii proiectate pentru clasa DCM: V Ed 3,5 f ctd b w l w (7.25 b w, l w sunt grosimea şi lungimea inimii peretelui; (2) În cazul pereţilor structurali cu raportul între înălţimea în elevaţie a peretelui şi lungime, H w / l w 1, dimensionarea armăturii orizontale pentru preluarea forţei tăietoare în secţiuni înclinate se face pe baza relaţiilor: în care: - în zona A: V Ed ΣA sh f ywd (7.26) ΣA sh este suma secţiunilor armăturilor orizontale intersectate de o fisură înclinată la 45, incluzând armăturile din centuri, dacă fisura traversează planşeul; f ywd este valoarea de calcul a limitei de curgere a armăturii orizontale; - în zona B: V Ed V Rd,c + ΣA sh f ywd (7.27) în care: V Rd,c este valoarea de calcul a forţei tăietoare preluate de beton, cu: V Rd,c = 0,5 σ cp b wo l w (7.28) în care σ cp este efortul unitar mediu de compresiune în inima peretelui. (3) În cazul pereţilor structurali cu raportul H w / l w < 1, secţiunile armăturilor orizontale şi verticale din inima pereţilor vor respecta relaţia: în care: V Ed V Rd,c + ΣA sh f ywd + l w H l w w ΣA sv f yd, v (7.29) ΣA sv f yd,v este suma secţiunilor armăturilor verticale din inima peretelui; este valoarea de calcul a limitei de curgere a armăturii verticale; V Rd,c se determina cu relaţia (7.28). Armătura orizontală ΣA sh va respecta condiţia: ΣA sh f yd,h Σq i H i (7.30) în care: 22

23 q i H i ΣA sh reprezinta forţele orizontale, considerate uniform distribuite, transmise de planşeu la perete, la nivelul i, suspendate de diagonalele comprimate cu înclinarea de 45º, descărcate în secţiunea de la bază; reprezintă distanţa măsurata de la bază la nivelul i ; este suma secţiunilor tuturor armăturilor orizontale din perete. 8 Asigurarea ductilităţii locale 8.1 Reguli generale de asigurare a ductilităţii locale (1) Pentru a asigura o comportare ductilă de ansamblu a structurii, zonele potenţial plastice trebuie să dispună de capacităţi de rotire plastică ridicată. (2) Această cerinţă este îndeplinită dacă sunt satisfăcute următoarele cerinţe: a) Suficientă ductilitate de curbură este asigurată în toate zonele critice. b) Flambajul armăturilor comprimate în zonele critice este împiedicat c) Oţelul folosit în zonele critice ale elementelor seismice principale trebuie să posede alungiri plastice substanţiale (clasa C conform paragrafului 5.2.2); d) raportul între rezistenţa oţelului şi limita lui de curgere trebuie să fie excesiv mai mare ca 1 (orientativ 1,15); e) armăturile utilizate la armarea zonelor plastice potenţiale trebuie să posede proprietăţi de aderenţă substanţiale printr-o profilatură eficientă (vezi 5.2.1). (3) Cerinţele de ductilitate locală pot fi evaluate pe două căi: (0) - din răspunsul seismic neliniar time history, pe baza relaţiilor între cerinţele de rotire plastică a barelor şi valoarea capabilă a rotirii limită ; - în mod aproximativ, conform P Anexa E, pe baza relaţiei: în care θ SLU = cq θ e (8.1) c coeficientul de amplificare a deplasarilor definit în Anexa E din P 100-1; θ SLU este rotirea de bara produsă de acţiunea seismică asociată SLU; θ e este rotirea de bara determinată prin calcul elastic sub acţiunile seismice de proiectare; q factorul de comportare al structurii. 8.2 Asigurarea capacităţii de ductilitate locală pentru grinzi Grinzi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate înaltă (1) Zonele de la extremităţile grinzilor cu lungimea l cr = 1,5h w, măsurate de la faţa stâlpilor, precum şi zonele cu această lungime, situate de o partea şi de alta a unei secţiuni din câmpul grinzii unde poate interveni curgerea în cazul combinaţiei seismice de proiectare, se consideră zone critice (disipative). (2) Cerinţele de ductilitate în zonele critice ale grinzilor se consideră satisfăcute, conform P100-1, dacă sunt îndeplinite următoarele cerinţe: 23

24 a) Cel puţin jumătate din secţiunea de armătură întinsă se prevede şi în zona comprimată. b) Coeficientul de armare longitudinală din zona întinsă satisface condiţia: f ρ 0.5 ctm (8.2) f yk c) Armăturile longitudinale se vor dimensiona astfel încât înălţimea zonei comprimate x u să nu depăşească 0.25d. La calculul lui x u se ţine cont şi de armătura din zona comprimată. d) Se prevede armare continuă pe toată deschiderea grinzii. Astfel: i. La partea superioară a grinzilor se prevăd cel puţin două bare cu suprafaţa profilată cu diametru de 14mm; ii. cel puţin un sfert din armătura maximă de la partea superioară a grinzilor se prevede continuă pe toată lungimea grinzii; e) Etrierii prevăzuţi în zona critică trebuie să respecte condiţiile: i. diametrul etrierilor d bw 6 mm; ii. distanţa dintre etrieri s va fi aleasă astfel încât: hw s min ;150mm; 6d bl (8.3) Grinzi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate medie (1) Zonele de la extremităţile grinzilor cu lungimea l cr = 1,0h w, măsurate de la faţa stâlpilor, precum şi zonele cu această lungime, situate de o partea şi de alta a unei secţiuni din câmpul grinzii unde poate interveni curgerea în cazul combinaţiei seismice de proiectare, se consideră zone critice (disipative). (2) Trebuie indeplinite toate prevederile de la paragraful 8.2.1(2), cu excepţia celei privind distanţa între etrieri. Relaţia privind distanţa între etrieri se modifică după cum urmează: hw s min ;200mm; 8dbL (8.4) Asigurarea capacităţii de ductilitate locală pentru stâlpi Stâlpi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate înaltă (1) Forţa axială normalizată, ν d, nu va depăşi de regulă valoarea 0,4. Se admit valori ν d sporite până la 0,55, dacă se prevede o confinare suplimentară prin armături transversale şi dacă se justifică printr-un model de calcul adecvat obţinerea unei capacităţi de rotire de bară cel puţin egală cu cea din relaţia 8.1. (2) Coeficientul de armare longitudinală totală ρ va fi cel puţin 0,01 şi maximum 0,04. (3) Între amăturile de la colţuri se va prevedea, pe fiecare latură, cel puţin câte o bară intermediară. (4) Zonele de la extremităţile stâlpilor se vor considera zone critice pe o distanţă l cr, dată de expresia (cf. P 100-1): 24

25 lcl lcr 1.5 hc ; ;600mm 6 (8.5) (5) Dacă l cl / h c >3, întreaga lungime a stâlpului se consideră zona critică şi se va arma în consecinţă. (6) În interiorul zonelor critice se vor prevedea etrieri şi agrafe, care să asigure ductilitatea necesară şi împiedicarea flambajului local al barelor longitudinale. Modul de dispunere a armăturii transversale va fi astfel încât să se realizeze o solicitare triaxială eficientă. (7) Coeficientul volumetric mecanic de armare transversală ω wd va fi cel puţin: - 0,12 în zona critică a stâlpilor de la baza stâlpilor - 0,08 în restul zonelor critice. (8) Coeficientul de armare transversală în fiecare direcţie, ρ h, în zonele critice, va fi cel puţin: în care ρ 0.35 f A 1 1 ν cd c h = d f yd A (8.6) 0 k ve - pentru stâlpi circulari k ve = 1.0 (8.7) 0.15b - pentru stâlpi rectangulari k = 0 ve 1 (8.8) sb (9) Distanţa dintre etrieri nu va depăsi: b0 s min ;125mm; 6d 3 bl i (8.9) în care b 0 este latura minimă a secţiunii utile (situată la interiorul etrierului perimetral), iar d bl este diametrul minim al barelor longitudinale. (10) Distanţa în secţiune dintre barele consecutive aflate la colţul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 200 mm Stâlpi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate medie (1) Forţa axială normalizată, ν d, nu va depăşi de regulă valoarea 0,5. Se pot admite valori ν d sporite până la 0,65, dacă se prevede o confinare suplimentară prin armături transversale şi dacă se justifică printr-un model de calcul adecvat obţinerea unei capacităţi de rotire de bară cel puţin egală cu cea din relaţia 8.1. (2) Coeficientul de armare longitudinală totală ρ va fi cel puţin 0,008 şi maximum 0,04. (3) Zonele de la extremităţile stâlpilor se vor considera zone critice pe o distanţă l cr, calculată cu expresia: lcl lcr 1.5 hc ; ;450mm 6 (8.11) 25

26 (4) Dacă l cl / h c >3, întreaga lungime a stâlpului se consideră zona critică şi se va arma în consecinţă. (5) În interiorul zonelor critice se vor prevedea etrieri şi agrafe, care să asigure ductilitatea necesară şi împiedicarea flambajului local al barelor longitudinale. Modul de dispunere a armăturii transversale va fi astfel încât să se realizeze o solicitare triaxială eficientă. (6) Coeficientul volumetric mecanic de armare transversală ω wd va fi cel puţin: - 0,08 în zona critică a stâlpilor de la baza stâlpilor - 0,06 în restul zonelor critice. (7) Coeficientul de armare transversală în fiecare direcţie, ρ h, în zonele critice, va fi cel puţin: f cd A c - pentru stâlpi circulari ρh = 0.30 ν d f 1 yd A 0 f cd Ac - pentru stâlpi rectangulari ρh d f yd A = ν (8) Distanţa dintre etrieri nu va depăsi: b 2 0 s min ;150 mm;8dbl (8.12) (8.13) (8.14) în care b 0 este latura minimă a secţiunii utile (situată la interiorul etrierului perimetral), iar d bl este diametrul minim al barelor longitudinale. (9) Distanţa în secţiune dintre barele consecutive aflate la colţul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 200 mm. 8.4 Asigurarea capacităţii de ductilitate locală pentru pereţi Pereţi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate înaltă (1) Se vor aplica prevederile din codul de proiectare CR pentru pereţi din clasa de ductilitate înaltă (DCH) privind necesitatea bulbilor la capete şi armarea capetelor pereţilor Pereţi care fac parte din structuri din clasa de ductilitate medie (1) Se vor aplica prevederile din CR pentru pereţi din clasa de ductilitate medie (DCM) privind necesitatea bulbilor la capete şi armarea capetelor pereţilor. 9 Prevederi suplimentare 9.1 Structuri din beton de înaltă rezistenţă şi beton de rezistenţă normală (1) Pentru o soluţie economică de proiectare este deseori preferabil să se folosească beton de inaltă rezistenţă pentru elementele verticale şi beton de rezistenţă obişnuită pentru elementele orizontale. (2) Beton de aceeaşi rezistenţă cu cel din stâlp trebuie turnat în planşeu în zona stâlpului. Suprafaţa superioară a betonului din stâlp trebuie să se întindă în placă pe 600 mm de la faţa stâlpului. 26

27 Notă: Aplicarea procedurii de turnare a betonului de la (2) necesită turnarea a două tipuri de beton în planşeu. Betonul de rezistenţă mai mică trebuie turnat cât timp betonul de rezistenţă mai înaltă este încă plastic şi vibrat adecvat astfel încât să se asigure că betoanele se integrează. Aceasta implică coordonarea atentă a livrărilor de beton şi utilizarea eventuală a aditivilor întârzietori de priză. 9.2 Protecţia la acţiunea focului (1) Se vor aplica prevederile standardului SR EN pentru beton de înaltă rezistenţă. Notă: Datorită microstructurii compacte, betonul de înaltă rezistenţă are o cedare explozivă la acţiunea focului, dacă nu se iau măsuri adecvate. De asemenea, scăderea rezistenţei cu temperatura este mai rapidă decât la betonul de rezistenţă normală. 27