107

5. REPERE DIN STRUCTURĂ CARE INFLUENŢEAZĂ STAREA TEHNICĂ GENERALĂ A PODULUI Este evident faptul că, deteriorarea anumitor elemente constitutive ale structurii, poate influenţa într-o măsură mai accentuată starea tehnică generală şi siguranţa în exploatare a podului, comparativ cu deteriorarea altor elemente, a căror consecinţe ar fi mult mai reduse. În acest capitol se prezintă câteva din reperele elementelor şi ale structurii, a căror deteriorare sau nefuncţionare, poate avea consecinţe grave asupra stării tehnice a podului sau chiar efect în lanţ asupra elementelor conexe, fenomenul tinzând să primească un caracter ”catastrofal”.

5.1. CALEA PODURILOR FEROVIARE

Calea fiind primul element supus acţiunii dinamice a convoiului, modul de alcătuire

şi starea acesteia determină în mare măsură comportarea structurii de rezistenţă a podului în decursul exploatării.

Alcătuirea căii podului a suferit transformări în decursul dezvoltării construcţiei de poduri, primele soluţii fiind cele folosite la calea curentă, adică şinele montate pe traverse, care reazemă direct pe grinzile principale sau pe lonjeroni, soluţie denumită “cale deschisă”. Ulterior apare soluţia de “cale pe pat de balast”, iar pentru deschideri mari, unde greutatea căii devine hotărâtoare la dimensionarea structurii de rezistenţă a podului, se adoptă soluţia de “prindere directă” a şinei pe elementele de rezistenţă ale podului.

Şinele utilizate în traficul feroviar sunt, cele de tip 49 (pe cale de înlocuire totală), 60, 65, 75.

Prinderea corectă a şinelor de tablier presupune îndeplinirea următoarelor condiţii: • să realizeze o transmitere centrică a încărcărilor; • să permită o deplasare longitudinală a şinei; • să împiedice ridicarea şinei de pe tablier; • să permită corectarea niveletei. Aceste condiţii nu sunt respectate în toate cazurile, aşa cum va rezulta din

prezentarea soluţiilor de prindere a şinei.

A. Calea deschisă Prinderea şinelor pe traverse care reazemă pe lonjeroni sau direct pe grinzile

principale, denumită “cale deschisă” prezintă anumite avantaje, cum ar fi următoarele: - permite accesul spre elementele de rezistenţă ale podului şi urmărirea

comportării în timp a acestora; - elementele de rezistenţă sunt aerisite, acţiunea corozivă a mediului fiind mai

redusă; - sub circulaţie, datorită trepidaţiilor, calea se autocurăţă; - face posibilă inspectarea structurii de rezistentă a podului (lonjeroni, antretoaze,

grinzi principale). Această soluţie prezintă şi unele dezavantaje şi anume: - elasticitatea căii pe pod este mai redusă comparativ cu a celei din linia curentă;

108

- permite căderea sub pod a unor materiale aflate în vagoane (pietriş, minereuri etc.), motiv pentru care este interzis acest tip de cale în cazul podurilor din oraşe sau peste râuri navigabile (din motive de securitate şi protecţia mediului).

Calea deschisă pe traverse de lemn, denumită şi soluţia clasică, este cea mai des întâlnită la podurile de cale ferată din ţara noastră. Traversele având secţiunea 20/20, 20/24, 22/24, 24/24 cm şi lungimea de 2.50 m sunt confecţionate din lemn de esenţă tare şi se dispun la distanţe interax ≤ 600 mm (lumina să nu depăşească 400 mm).

Traversele pot fi aşezate direct pe talpa superioară a lonjeronilor, în această

variantă de rezemare, lonjeronii se aşează în mod obişnuit la distanţa de 1800 mm interax pentru a conferi elasticitate căii.

Fixarea traverselor pe talpa lonjeronilor se face cu corniere L 80x120x10 (cu aripa

mare pe verticală), care se prind de lonjeroni cu şuruburi sau cu cordoane de sudură, iar de traversă cu unul sau două şuruburi, figura 5.1.

Fig. 5.1. Prinderea traverselor de lonjeroni Această modalitate de prindere nu îndeplineşte primele două condiţii menţionate anterior, cu privire la prinderea corectă a şinelor. Pentru transmiterea centrică a reacţiunii traverselor în axul lonjeronilor şi pentru a permite lunecarea în lung a căii s-au conceput dispozitive şi sisteme de rezemare speciale ca:

• Sistemul W.P. (B.D. WUPPERTAL)

Este alcătuit dintr-o piesă

de centrare, prevăzută cu un şanţ longitudinal şi un papuc care se fixează pe traversă, figura 5.2. Fig. 5.2. Sistemul de rezemare W.P

109

• Sistemul de prindere A (Altona)

Se compune din două părţi (fig. 5.3.):

- sistemul de centrare; - sistemul de fixare a traversei, care

împiedică deplasarea laterală şi ridicarea traversei.

Fig. 5.3. Sistemul de rezemare A

• Sistemul de rezemare MN (Munchen), figura 5.4 Sistemul asigură transmiterea centrică a reacţiunii, împiedică deplasarea laterală şi

ridicarea traversei, şi în plus, la partea superioară, are prevăzut şi dispozitivul de ghidare a roţii deraiate.

Fig. 5.4. Sistemul de rezemare MN La podurile în curbă pentru realizarea supraînălţării se poate adopta soluţia în care se introduce între traversă şi longrina glisieră o piesă specială (“papuc”), figura 5.5.

Fig. 5.5. Piesă specială pentru fixarea traversei la podurile în curbă

110

Observaţii:

• Normele actuale prescriu pentru calea pe traverse, ca şinele să fie sudate continuu pe pod, primul rost trebuind să fie situat pe terasamente, la cel puţin 4 m în spatele zidului de gardă (fig. 5.6.). În acest caz se recomandă să se asigure deplasarea şinelor în lungul podului independent de deplasarea structurii. Această prevedere rezultă din considerentul că şina, solicitată la încovoiere din convoi, să nu acumuleze şi eforturi care ar rezulta din conlucrarea cu deformaţia structurii provenită din diferenţa de variaţii de temperatură sau din deformaţia generală a podului.

• Deplasarea longitudinală a traverselor pe structura de rezistenţă poate fi limitată sau liberă; alegerea tipului de rezemare depinde de factori ca:

- condiţiile de rezemare generală a podului; - numărul şi mărimea deschiderilor; - poziţia aparatelor de reazem fixe şi mobile etc.

• La căile ferate electrificate, traversele vor fi izolate electric, astfel încât să nu ducă la contact cu suprastructura de rezistenţă metalică.

Fig. 5.6. Dispozitivul de contraşine pentru ghidarea pe pod a vehiculelor deraiate şi poziţionarea rostului între şine

B. Calea în cuvă de balast (calea închisă)

Soluţia de cale în cuvă de balast prezintă următoarele avantaje: - elasticitatea căii pe pod este aceeaşi cu cea a căii curente; - pozarea traverselor pe pod se face ca în linia curentă; - se pot folosi traverse din beton armat, ca la calea curentă; - repartizarea uniformă a încărcărilor pe structura de rezistenţă; - permite mecanizarea lucrărilor de întreţinere; - se atenuează zgomotul la trecerea convoiului; - se îmbunătăţeşte comportarea la oboseală a structurii. În acelaşi timp, soluţia în cuvă de balast prezintă câteva dezavantaje şi anume: - datorită balastului, creşte greutatea permanentă a tablierului cu cca. 2…3 t/m; - creşte înălţimea de construcţie cu cca. 300…350 mm, comparativ cu soluţia

“cale deschisă”; - trebuie luate măsuri pentru scurgerea apelor din cuvă şi de protejare

anticorozivă sau hidrofugă corespunzătoare a acesteia. Grosimea stratului de balast este de minimum 20 cm sub talpa traversei (35-40 cm

după normele germane). În figura 5.7 sunt prezentate exemple de secţiuni transversale prin tabliere având calea în cuvă de balast, cuva fiind realizată fie în soluţie metalică, fie din beton armat (eventual beton precomprimat). Trebuie subliniat faptul că, în cazul adoptării soluţiei de cale în cuvă de balast, o atenţie deosebită se va acorda rezolvării corespunzătoare a scurgerii apelor pluviale din

111

cuvă, precum şi a protecţiei anticorozive a cuvei metalice, respectiv a sistemului de hidroizolaţie în cazul cuvelor din beton. Pâlniile gurilor de scurgere se vor prevedea cu prelungitoare din ţeavă PVC sau tablă, care să permită evacuarea apelor meteorice sub intradosul structurii, sau să fie dirijate prin jgheaburi şi conducte de evacuare în albie (sau dacă este cazul în sistemul de canalizare).

Tablier pe grinzi cu inimă plină cu calea în cuvă de balast

m

Tabliere cu calea în cuvă de balast cu grinzi principale înclinate

Tablier cu calea în cuvă de balast şi antretoaze dese

Tablier cheson calea sus

112

Tablier pe grinzi cheson cu calea în

cuvă de balast

Podul de cale ferată dublă peste râul Werra

Fig. 5.7. Tabliere cu calea în cuvă de balast

C. Calea cu prindere directă a şinei (calea fără traverse)

Soluţia de aşezare directă a şinei pe elementele de rezistenţă metalice sau din

beton armat prezintă câteva avantaje şi anume: - se reduce greutatea proprie a structurii (implicit o reducere a consumului de

oţel), nefiind necesare traversele sau patul de balast; - se reduce înălţimea de construcţie cu cca. 20-25 cm (cu înălţimea traverselor); - se economiseşte materialul lemnos pentru traverse. Soluţia nu a cunoscut o foarte largă utilizare datorită unor dezavantaje dintre care

pot fi menţionate următoarele: - rigiditatea mare a căii (chiar prin interpunerea unui strat amortizor din cauciuc

sau material sintetic); - şocul acţiunilor dinamice a convoaielor conduce la apariţia unor defecte în

elementele de prindere şi în elementele de rezistenţă a podului;

113

- necesitatea execuţiei cu precizie a tablierului pentru realizarea niveletei corecte; - necesitatea strictei centrări a pozării şinei pe nervura longitudinală a plăcii

ortotrope (orice abatere conducând la apariţia fenomenului de oboseală în tola metalică şi la fisurarea ei);

- sistemul este zgomotos la rulajul trenurilor, ceea ce îl face impropriu pentru zone urbane;

- corectarea ulterioară a niveletei este greoaie. În figura 5.8 se prezintă două soluţii de prindere directă a şinei de tola metalică.

Fig. 5.8. Detalii de prindere directă a şinei: a) rezemarea şinei pe placă metalică în soluţie curentă; b) soluţie elastică de prindere a căii pe placă metalică

5.2. COMPENSATORI DE CALE. DISPOZITIVE PENTRU GHIDAREA ROŢILOR DERAIATE 5.2.1. Compensatori de cale Aşa cum s-a arătat în paragraful anterior, prin soluţia adoptată în construcţia căii se urmăreşte evitarea suprasolicitării şinei prin suprapunerea eforturilor din convoi cu cele rezultate din variaţia de temperatură şi din conlucrarea cu deformaţia generală a tablierului. La podurile cu cale deschisă prin adoptarea dispozitivelor de rezemare care permit deplasarea în lung, rezultă diferenţe de alungiri sau scurtări ale şinei faţă de suprastructura podului, diferenţe care trebuie preluate prin dispozitive speciale numite compensatori de cale.

114

În figura 5.9 se prezintă schema de principiu al unui compensator de cale (utilizat la noile poduri dunărene), iar în figura 5.10 sunt prezentate detaliile constructive ale compensatorului.

Fig. 5.9. Modul de lucru al compensatorului de cale

Fig. 5.10. Detaliu de realizare al compensatorului de cale (detaliu A) Lungimea compensatorului se stabileşte în funcţie de următorii parametri:

- deformaţia structurii din variaţia de temperatură (pentru un ecart de temperatură de 70º C, cuprins între -30º C; +40º C );

- variaţia deformaţiei şinei, datorită diferenţei de temperatură între şine şi structura de rezistenţă;

- deplasările şinei sub acţiunea convoiului (din frânare sau accelerare); - curgerea lentă şi contracţia betonului, la structurile de beton armat. Amplasarea compensatorului de cale depinde de tipul căii, de lungimea şi numărul

deschiderilor, de poziţia aparatelor de reazem fixe şi mobile; în general compensatorii se dispun în dreptul aparatelor de reazem mobile (partea fixă pe terasamente, iar partea mobilă pe tablier).

Compensatorul de cale se introduce ţinând cont de următoarele criterii: Poduri cu calea deschisă:

- pentru L> 15 m - în cazul căii cu traverse prinse fix de suprastructură; - pentru L>100 m - în cazul căii cu traverse fixate cu dispozitive ce permit deplasări în lung.

Poduri cu calea închisă (cuvă de balast) - pentru L>60 m - în cazul structurilor metalice; - pentru L>90 m - în cazul structurilor din beton armat.

115

Observaţie: Pentru structurile cu mai multe deschideri, L reprezintă distanţa de la reazemul fix până la capătul compensatorului.

În figura 5.11 se prezintă două soluţii pentru dispunerea compensatorilor de cale

pentru un pod cu 3 deschideri, având calea deplasabilă în lung. În soluţia din figura 5.11.a, compensatorul este plasat corect, cu partea fixă pe culeea B, în dreptul aparatului de reazem mobil, iar lungimea compensatorului se va calcula la lB-lS. În figura 5.11.b, compensatorul este plasat incorect, cu partea fixă pe culeea A, în dreptul aparatului de reazem fix, lungimea compensatorului trebuind să fie calculată la alungirea lB+lS.

Fig. 5.11. Dispunerea compensatorului de cale: a) compensator plasat corect; b) compensator plasat incorect

5.2.2. Dispozitive pentru ghidarea roţilor deraiate Dispozitivele pentru ghidarea roţilor deraiate se prevăd în următoarele cazuri:

- pentru L>10 m - la podurile în aliniament; - pentru L> 5 m - la podurile în curbă. Dispozitivele se aşează la 16…25 cm de faţa interioară a ciupercii şinei, iar faţa

superioară a contraşinei poate depăşi cu maxim 3 cm faţa superioară a ciupercii şinei, dar nu va fi plasată sub nivelul şinei.

116

Dispozitivele de ghidare se prelungesc dincolo de capetele podului cu 20m (fig. 5.12), iar extremităţile contraşinelor se îndoaie în plan vertical, se îmbină între ele şi pătrund în balast sub nivelul de pe terasament.

Fig. 5.12. Amplasarea dispozitivelor de ghidare

În figura 5.13. sunt prezentate diverse soluţii pentru realizarea dispozitivelor de ghidare a roţilor deraiate.

Fig. 5.13. Soluţii pentru realizarea dispozitivelor de ghidare În figura 5.14 se prezintă dispozitivul de ghidare în funcţiune, oprind roţile convoiului de la deraiere prin crearea unor şanţuri între şina curentă şi elementele de ghidare.

Fig. 5.14. Funcţionarea dispozitivului de ghidare

117

Deraiere pe pod

5.3. APARATE DE REAZEM Tablierele metalice reazemă pe infrastructuri prin intermediul aparatelor de reazem în care se dezvoltă reacţiuni egale şi de semn contrar acţiunilor din tablier, respectiv:

- gravitaţionale, din greutatea proprie şi a convoaielor, Rv; - orizontale transversale, din acţiunea vântului, forţa de şerpuire şi forţa

centrifugă, ROT; - orizontale longitudinale, din frânare, ROL. Sub acţiunea acestor forţe (după cele 3 direcţii normale în spaţiu), tablierul are

tendinţa să se deplaseze; un aparat de reazem care împiedică deplasările după toate direcţiile se numeşte „aparat de reazem fix”.

Sub acţiunea variaţiilor de temperatură, tablierul îşi modifică volumul, cea mai importanţa modificare geometrică fiind cea de lungime – alungire sau scurtare. Tablierul fiind fixat la un capăt, va trebui să i se asigure posibilitatea de deplasare în lung, în caz contrar, prin împiedicarea acestor deformaţii, se dezvoltă eforturi suplimentare în structuri. Aparatul de reazem care asigură deplasarea tablierului după o direcţie se numeşte mobil, după direcţia respectivă.

Tablierul se deformează de asemenea sub acţiunile gravitaţionale şi utile, aceste deformaţii manifestându-se în dreptul aparatelor de reazem prin deplasări şi rotiri, iar aparatele de reazem care permit rotirea se numesc articulaţii.

În figura 5.15 sunt prezentate schematic tipurile de aparate de reazem şi modul de amplasare al acestora la un tablier cu o singură deschidere, în aliniament sau în cazul unui pod în curbă.

118

Fig. 5.15. Tipuri de aparate de reazem şi modul de amplasare

La podurile C.F. şi de şosea, care au lungimea mult mai mare în raport cu lăţimea, deformaţia transversală a tablierului se neglijează şi, în acest caz, se prevăd aparate de reazem cu deplasare liberă numai după direcţia longitudinală. Aparate de reazem metalice (din oţel turnat) Aparatele de reazem din oţel turnat (conform STAS 4031-74) erau fabricate sub formă de nouă tipuri – I...IX, din care tipurile III şi IV , realizate în două variante, A şi B.

Aparatele de reazem sunt fixe şi mobile, aparatele de acelaşi tip (fixe şi mobile) având aceeaşi înălţime. Domeniul de utilizare al aparatelor de rezeme este dat în tabelul 5.1. Tabelul 5.1

Domeniul de utilizare Tip aparat de reazem Deschideri până la 10 m I Grinzi cu un perete II, III A, III B, IV A Grinzi cu perete dublu IV B, V...IX

La podurile calculate în metoda rezistenţelor admisibile (M.R.A), alegerea tipului de aparat de reazem se realiza în funcţie de reacţiunea maximă pe aparatul de reazem, în ipoteza I-a de acţiuni, Rv, tabelul 5.2, fiind efectuate verificările pieselor care alcătuiesc aparatul de reazem.

Tabelul 5.2

Reacţiunea verticală maximă admisă Rv în gruparea I-a de acţiuni Tipul aparatului de reazem

I II III A III B IV B IV B V VI VII VIII IX

Rv [kN] 790 1030 1280 1650 1800 1800 2290 2740 3080 3570 4200

În figura 5.16 sunt prezentate aparate de reazem din categoria aparatelor care s-au folosit la podurile executate înainte cu cca. 50 ani.

119

Fig. 5.16. Aparate de reazem de tip vechi: a)- aparat de reazem fix din oţel cu balancier şi bulon de articulaţie; b)- aparat de reazem mobil cu pendul; c)- aparat de reazem mobil cu cărucior de rulouri

În figura 5.17 sunt prezentate aparate de reazem din oţel turnat, fix şi mobil, la care deplasarea longitudinală se realizează prin lunecare (aparate tip I).

Fig. 5.17. Aparate de reazem din oţel turnat tangenţiale (tip I): a) aparat fix; b) aparat mobil

În figura 5.18 sunt prezentate aparate de reazem din oţel turnat, cel fix cu balancier, iar cel mobil cu rulouri, la care deplasarea longitudinală se realizează prin rostogolire (tip II...IX).

Fig. 5.18. Aparate de reazem din oţel turnat:

a) aparat fix cu balancier; b) aparat mobil cu rulouri

120

Deplasarea tablierului se stabileşte în funcţie de alungirea dată de variaţia de temperatură Δ t şi de alungirea tălpilor inferioare ale grinzilor principale, sub acţiunea

eforturilor de întindere:

E

ltl mtt

⋅σ+Δ⋅⋅α=Δ+Δ=Δ σ (5.1)

unde: tα – coeficientul de dilatare termică a oţelului, tα =1.2٠10 -5;

l – deschiderea tablierului [m]; Δ t – ecartul de temperatură [0C]; σ m – efectul de întindere mediu în talpa inferioară a grinzii principale [daN/cm2]; E – modulul de elasticitate, E=2.1٠106 daN/cm2. Pentru poduri cu grinzi simplu rezemate, deplasarea maximă se poate calcula cu

relaţia aproximativă: l75.0 ⋅=Δ [mm] (5.2) Deplasarea Δ , permisă de aparatele de reazem cu rulouri se determină cu relaţia

(fig. 5.19):

dh2aa

4

87 ⋅⋅−

=Δ [mm] (5.3)

Fig. 5.19. Stabilirea deplasării „Δ ”

Defectele curente la aparatele de reazem ale podurilor sunt următoarele:

- fisuri şi rupturi în piesele aparatelor; - ovalizări ale rulourilor şi albieri în plăci; - piese deplasate sau fugite.

Defectele care conduc la împiedicarea transmiterii centrice a reacţiunilor verticale sau la împiedicarea deformaţiilor libere ale grinzilor principale, impun înlocuirea aparatelor de reazem existente cu altele noi. Fisurile şi rupturile sunt defecte specifice pieselor din fontă, care în momentul actual nu se mai utilizează. Ovalizarea rulourilor este cauzată de suprasolicitări şi se înlătură prin restrunjirea sau prin răsucirea ruloului. Aparatele mobile cu mai mult de două rulouri pot prezenta defecte cauzate de diferenţele mari dintre diametrele rulourilor sau conicitatea rulourilor. Aceste defecte trebuie să se înscrie în limitele prescrise de norme.

121

Deplasarea sau fugirea aparatelor de reazem mobile este cauzată de obicei de deplasarea culeelor podurilor sau a cuzineţilor. În figura 5.20 este prezentată o schemă tehnologică pentru deplasarea tablierului în vederea efectuării unor lucrări de reparaţie la aparatele de reazem sau pentru înlocuirea acestora. Cu ajutorul preselor hidraulice tablierul poate fi ridicat de pe aparatele de reazem, deplasat transversal sau longitudinal. În mod obişnuit este necesară doar ridicarea tablierelor de pe aparatele de reazem, iar această situaţie a fost luată în considerare în faza de proiectare, prin dimensionarea corespunzătoare a antretoazelor de capăt.

Fig. 5.20. Deplasarea tablierului: a) lansare în lung; b) deplasarea transversală În figura 5.21 se prezintă aparate de reazem mobile (cu rulouri) degradate.

Fig.5.21. Aparate de reazem defecte şi nefuncţionale: a) rulouri puternic rotite şi blocate; b) rulouri blocate, deplasate din poziţia normală, înglobate in materiale depuse

Aparate de reazem ruginite şi neîntreţinute

a) b)

122

Aparate de reazem din neopren fretat Având în vedere avantajele pe care le prezintă aparatele de reazem din neopren, în comparaţie cu aparatele de reazem metalice (simplitatea montajului, preţ de cost redus, nu este necesară întreţinerea), aceste aparate au primit o largă utilizare în momentul actual. Neoprenul este un cauciuc sintetic, obţinut prin polimerizarea cloroprenului. Forma aparatelor de reazem este paralelipipedică şi aşezarea lor se face cu latura scurtă în lungul podului. Diferenţa dintre aparatele de reazem din neopren fixe şi cele mobile constă în grosimea mai mare a celor mobile, pentru a se putea deforma la deplasarea suprastructurii. Aparatele se realizează din straturi de neopren dispuse între plăci din oţel perforat şi protejate la exterior tot cu straturi de neopren, figura 5.22.

Fig. 5.22. Aparate de reazem din neopren

M

Aparat de reazem montat

Montarea grinzilor pe aparatele de reazem

Plăcile de oţel au rolul de a reduce deformabilitatea aparatului în plan vertical şi de a mări rezistenţa pe această direcţie. Dimensiunile aparatelor se stabilesc în funcţie de mărimea încărcărilor verticale şi orizontale, a deformaţiilor liniare şi a rotirilor. Vulcanizarea pachetului se face prin încălzire la 180...200o C şi presiune de 6...12 N/mm2, modificându-se astfel structura cauciucului prin trecere de la o stare relativ plastică la una elastică.

123

Calculul aparatelor de reazem din neopren Verificarea presiunii pe aparatul de reazem Presiunile pe aparatul de reazem din reacţiunile verticale R, trebuie să satisfacă relaţiile:

maxmaxmax m

RA

σ = ≤ σ şi minminmin m

RA

σ = ≤ σ (5.4)

Verificarea efortului unitar tangenţial

HR 5 GA

τ = < ⋅ (5.5)

G – modulul de elasticitate transversal al neoprenului. Verificarea deformaţiei unghiulare Deformaţia unghiulară maximă a neoprenului, datorată deplasării suprastructurii se limitează la 0,7:

i

utg 0,7t

γ ≅ γ = ≤∑

(5.6)

în care ∑ it este suma grosimilor straturilor intermediare de neopren. Aparate de reazem speciale Aparate de reazem tip oală Aparatele de reazem tip oală pot fi fixe sau mobile (pe o direcţie sau pe orice direcţie), figura 5.23.

Fig. 5.23. Aparate de reazem tip oală: a) – aparat fix; b) – aparat mobil pe orice direcţie; c) – aparat mobil pe o singură direcţie.

1. – placă metalică inferioară (oală) 2. – placă metalică superioară (capac 3. – neopren 4. – garnitură de etanşare

5. – placă metalică suplimentară 6. – folie de teflon 7. – tachet 8. – ureche de fixare

124

Neoprenul permite rotirea în aparatul de reazem, iar teflonul permite deplasarea, printr-o alunecare mai uşoară, iar dacă se urmăreşte împiedicarea deplasării se folosesc nervuri laterale (tacheţi). Aparate de reazem tip calotă Aceste aparate se realizează în aceleaşi variante ca şi aparatele de reazem tip oală, respectiv fixe, mobile pe orice direcţie şi mobile pe o singură direcţie, figura 5.24, dar reacţiunea orizontală pe care o pot prelua este mai mică.

1. – placă metalică inferioară 2. – placă metalică superioară 3. – calotă sferică 4. – folii de teflon

5. – folie de tablă

Fig. 5.24. Aparate de reazem tip calotă: a) – aparat fix; b) – aparat mobil pe orice direcţie; c) – aparat mobil pe o singură direcţie

Aparate de reazem M

5.4. ÎMBINAREA ELEMENTELOR

5.4.1. Clasificare. Condiţii şi recomandări de alcătuire

Îmbinările elementelor metalice pot avea una din următoarele funcţiuni: • înnădire: sunt îmbinările folosite pentru realizarea unor elemente a căror

lungime depăşeşte lungimea laminatelor din care sunt confecţionate; • asamblare sau solidarizare: sunt îmbinările folosite pentru asamblarea

produselor laminate în vederea realizării unui element de construcţie; • prindere: sunt îmbinările folosite pentru fixarea unor piese de alte piese (ex.

prinderea barelor grinzilor cu zăbrele).

125

În funcţie de locul unde este efectuată îmbinarea distingem: • îmbinări de atelier: sunt îmbinările realizate la elementele a căror lungime

depăşeşte pe cele ale produselor laminate din care sunt realizate; • îmbinări de şantier sau de montaj: sunt îmbinările care se realizează la şantiere

pentru asamblarea unor elemente executate din tronsoane, sau pentru asamblarea elementelor de construcţie între ele şi în final a construcţiei metalice. Dimensiunile tronsoanelor rezultă din condiţiile de transport (lungime sub 18 m şi înălţime sub 3.2 m).

În funcţie de soluţia folosită pentru realizare îmbinării avem: • îmbinări nituite; • îmbinări cu şuruburi:

- obişnuite; - de înaltă rezistenţă pretensionate;

• îmbinări cu sudură; • îmbinări cu buloane de articulaţie. La stabilirea poziţiei îmbinărilor trebuie avute în vedere următoarele considerente şi

principii: • numărul îmbinărilor să fie minim, pentru a evita consumul suplimentar de

material şi manoperă pentru realizarea acestora; • dacă elementul se realizează din mai multe tronsoane, acestea trebuie să fie cât

mai multe identice, pentru a simplifica construcţia şi montajul; • îmbinările de atelier se vor stabili funcţie de lungimile reale de livrare a

sortimentelor de laminate (acestea diferă de la un laminat la altul, sau în cadrul aceluiaşi produs sunt funcţie de mărimea secţiunii);

• îmbinările se vor plasa în zone cu solicitări cât mai reduse, având în vedere faptul că ele conduc în general la o reducere a secţiunii active, de care trebuie să se ţină seama.

Pe lângă respectarea acestor principii, trebuie avute în vedere următoare condiţii: • condiţia capacităţii portante: în zona îmbinării elementul să prezinte cel puţin

capacitatea portantă ca şi restul barei. Din această condiţie rezultă următoarele relaţii care trebuie îndeplinite:

AAe> - pentru îmbinări solicitate axial; WWe> - pentru îmbinări solicitate la încovoiere.

unde: Ae, We - aria şi modulul de rezistenţă a elementelor de îmbinare (eclise); A, W - aria şi modulul de rezistenţă a elementului care se îmbină, în

secţiunea respectivă. • condiţia de simetrie a elementelor de îmbinare: centrul de greutate al

elementelor de îmbinare să coincidă sau să fie cât mai apropiat cu cel al grinzii. În cazul în care nu este îndeplinită această condiţie, apar eforturi suplimentare în

îmbinare, care sunt cu atât mai importante cu cât cele două centre de greutate (eclise şi bară) sunt mai depărtate.

• în cazul îmbinărilor de şantier, toate părţile componente ale secţiunii trebuie acoperite cu eclise, astfel încât să se asigure o trecere cât mai directă a eforturilor de la un tronson la celălalt;

• condiţia constructivă şi economică: îmbinările să fie cât mai simple din punct de vedere constructiv, uşor de realizat, să fie cât mai scurte.

126

Cu toate că este absolut necesar să fie respectate condiţiile enumerate anterior, nu întotdeauna acestea sunt transpuse integral în practica de proiectare şi execuţie a construcţiilor şi podurilor metalice.

Având în vedere importanţa deosebită a îmbinărilor în modul de comportare a elementelor şi asupra siguranţei în exploatare a acestora, precum şi a structurii de rezistenţă în ansamblul ei, în acest paragraf se prezintă principalele tipuri de îmbinări care intervin la structurile de poduri metalice. Detaliile de îmbinări prezentate pot ajuta la proiectarea şi la alcătuirea unor îmbinări corecte, iar în al doilea rând, pot servi la analizarea unor defecte de îmbinare la podurile aflate în exploatare.

5.4.2. Prinderea barelor grinzilor cu zăbrele în noduri

În alcătuirea grinzilor cu zăbrele una din regulile de bază este centrarea tuturor barelor în nod. Pentru zăbrele centrarea nu reprezintă nici o dificultate, însă tălpile având secţiunea variabilă, centrarea se execută după excentricitatea medie conform relaţiei:

ne

e i∑= (5.7)

Barele se prind în noduri cu nituri, şuruburi sau sudat. Câteva precizări privind rezolvarea constructivă a prinderii barelor în noduri vor fi prezentate în continuare:

• zăbrelele se introduc cât mai aproape de nodul teoretic; • prinderea zăbrelelor direct de elementele tălpii este posibilă când eforturile în

ele sunt mici şi în consecinţă numărul elementelor de prindere este redus; • prinderea zăbrelelor în nod prin intermediul guseelor se face atunci când

acestea transmit eforturi mari, iar prinderea poate fi: - prindere prin suprapunere directă; - prindere prin suprapunere şi eclisă; - prindere cu eclisă şi furură.

În figura 5.25 se prezintă două detalii de prindere prin suprapunere directă, niturile

lucrând la forfecare simplă şi presiune pe gaură.

Fig. 5.25. Prinderi prin suprapunere

directă a barei

În figura 5.26 se prezintă un detaliu de prindere prin suprapunere şi eclisă, niturile

1n lucrează la dublă forfecare, iar niturile 2n la forfecare simplă.

127

Fig. 5.26. Prinderea prin suprapunere şi eclisă

Un exemplu de prindere cu eclisă şi furură este prezentat în figura 5.27, unde niturile 1n lucrează la dublă forfecare, iar grupul de nituri 2n , care transferă jumătate din efortul din profil lucrează la forfecare simplă.

Fig. 5.27. Prindere cu eclisă şi furură

Prinderea secţiunilor casetate în noduri

Prinderea zăbrelelor cu secţiune casetată în nodurile grinzilor cu zăbrele cu perete dublu se face prin suprapunere introducând secţiunea casetată între cele două gusee. Pentru a putea realiza prinderea, capetele barelor casetate se prelucrează, existând două posibilităţi:

• Transformarea secţiunii casetate, în dreptul guseului într-o secţiune dublu T, figura 5.28;

• Prinderea secţiunilor casetate prin orificii practicate în pereţii normali pe planurile guseelor, figura 5.29.

128

Fig. 5.28. Prinderea secţiunii casetate în nod (varianta I) M

Fig. 5.29. Prinderea secţiunii casetate în nod (varianta II)

Compensatori de pierdere de secţiune

În cazul prinderii barelor în noduri cu nituri sau şuruburi se produce slăbirea

secţiunii barei în zona de prindere datorită găurilor care trebuie practicate. Pentru ca bara să aibă aria netă egală cu aria din restul lungimii ei, în dreptul

îmbinărilor se realizează “compensatori de pierdere a secţiunii”. Compensarea secţiunii constă în înlocuirea elementelor curente ale barelor cu

altele mai groase sau mai late, sau cu ajutorul unor elemente suprapuse, astfel încât aria netă a secţiunii în dreptul slăbirilor să fie cel puţin egală cu aria brută a secţiunii curente.

În figurile 5.30, 5.31, 5.32 şi 5.33 se prezintă soluţii se rezolvare a prinderii barelor în noduri cu compensatori de pierdere de secţiune.

129

Fig. 5.30. Compensator realizat prin mărirea grosimii platbandelor (varianta I)

Fig. 5.31. Compensator realizat prin mărirea grosimii platbandelor (varianta II)

Fig. 5.32. Compensator realizat prin mărirea lăţimii platbandelor

130

Observaţie: Problema compensării pierderii de secţiune se pune în cazul barelor solicitate la eforturi de

întindere. În cazul barelor comprimate unde dimensionarea s-a făcut îndeosebi din condiţia de stabilitate, capacitatea portantă a barei nu se reduce prin găurile practicate la capete.

5.4.3. Îmbinarea barelor solicitate la eforturi axiale

(barele grinzilor cu zăbrele) În figura 5.34 este prezentată îmbinarea de montaj cu SIRP a unei tălpi superioare,

secţiunea barei fiind realizată ca şi cheson deschis la partea inferioară, alcătuit sudat.

Fig. 5.34. Îmbinarea de montaj cu SIRP a tălpii superioare

Fig. 5.33. Compensator cu eclise de adaos

131

În figura 5.35 este prezentată îmbinarea de montaj cu SIRP a unei tălpi inferioare,

secţiunea barei fiind realizată de asemenea ca şi cheson deschis la partea inferioară, alcătuit sudat.

Fig. 5.35. Îmbinarea de montaj cu SIRP a tălpii inferioare În figura 5.36 este prezentată înnădirea unei tălpi inferioare. Aceasta se realizează în apropierea unui guseu de nod, prin întreruperea, în aceeaşi secţiune, a tuturor elementelor componente ale barei. Înnădirea elementelor secţiunii se face cu eclise de acoperire amplasate pe ambele feţe ale fiecărui element al secţiunii; în acest fel, elementele de îmbinare lucrează la dublă forfecare. Compensarea pierderilor de secţiune la elementele componente ale barei se realizează cu compensatori de grosime; în consecinţă, lăţimea ecliselor este egală cu cea a elementelor de bază întrerupte, iar grosimea lor se stabileşte din condiţia 2A e > 1,2 Ab. Pentru realizarea îmbinării, în faţa inferioară se practică un gol de acces de dimensiuni suficient de mari pentru introducerea mijloacelor de eclisare. Eclisele corespunzătoare vor avea la rândul lor prevăzute goluri. În final, pentru asigurarea etanşeităţii casetelor, acestea se închid cu două diafragme de etanşare transversale, sudate pe cele patru laturi cu cusături mici de colţ. Golul de acces se închide cu un capac cu garnituri etanşe, prins cu şuruburi.

132

Fig.5.36. Înnădirea unei secţiuni casetate închise 5.4.4. Îmbinarea grinzilor cu inimă plină

Aspecte generale Grinzile cu inimă plină au dimensiuni şi secţiunea transversală care, în general, nu depăşesc gabaritul de transport pe cale ferată. În ceea ce priveşte lungimea, aceasta poate depăşi posibilităţile de transport (cazul grinzilor principale), fapt care impune împărţirea grinzii în tronsoane care să se înscrie în gabaritele de transport pe cale ferată sau şosea. Alte cauze care pot impune împărţirea grinzii în tronsoane sunt capacitatea mijloacelor de ridicat şi de manipulat, spaţiul disponibil pentru manipulare, condiţii tehnologice etc. Da asemenea în cazul în care grinda sau tronsonul are dimensiuni mai mari decât produsele laminate din care se alcătuiesc, se impune realizarea unor îmbinări de atelier pe lungimea acestora, care trebuie proiectate şi realizate corespunzător. Prin urmare, după locul unde se execută, se disting două tipuri de îmbinări:

- îmbinări de şantier sau de montaj, prin care se îmbină tronsoanele între ele, adică toate elementele componente ale grinzii;

- îmbinări de uzină sau atelier, prin care pe secţiunea transversală se îmbină unele elemente ale grinzii.

133

În funcţie de soluţia de realizare a îmbinării, acestea pot fi: - îmbinări nituite; - îmbinări cu şuruburi:

- şuruburi obişnuite; - şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate.

- îmbinări cu sudură.

Îmbinarea grinzilor nituite

Îmbinarea platbandelor tălpilor se realizează cu eclise, în variantele: Îmbinarea directă, care constă în acoperirea rostului de întrerupere a fiecărei

platbande cu o eclisă nituită de o parte şi de alta a rostului cu un număr de nituri rezultat din calcul, figura 5.37.

Fig.5.37.Îmbinare directă

a platbandelor

Îmbinarea rezultă simetrică, se execută uşor, însă are dezavantajul că rezultă un număr mare de nituri în îmbinare şi o lungime mare a ecliselor.

Îmbinarea indirectă, figura 5.38.

Fig.5.38.Îmbinareindirectă a platbandelor

În acest caz platbanda “i” din stânga rostului serveşte ca eclisă pentru platbanda “i-

1” din dreapta rostului, cu excepţia platbandei exterioare peste care se aşează o eclisă suplimentară.

Din condiţia de capacitate portantă rezultă:

( ),...A,AMAXA 2p1pe =

134

Îmbinarea cornierelor tălpilor Îmbinarea cornierelor tălpilor se poate face cu corniere sau cu eclise, figura 5.39.,

care să îndeplinească condiţia de arie echivalentă.

Fig. 5.39. Îmbinarea cornierelor tălpilor

Îmbinarea inimii

Îmbinările transversale ale inimii se realizează cu două eclise care trebuie să se extindă pe toată înălţimea inimii şi să îndeplinească condiţiile: - ie WW ≥ ; mm8te ≥ ;

- numărul minim de şiruri verticale este 2 (de o parte şi de alta a îmbinării). În figura 5.40 sunt prezentate soluţii de realizare a îmbinărilor.

Fig. 5.40. Îmbinare grinzi nituite: a) – îmbinare decalată inimă-tălpi: 1 – îmbinare inimă; 2 – îmbinare tălpi;

b) – îmbinare inimă şi corniere tălpi în aceiaşi secţiune Îmbinarea grinzilor cu inimă plină alcătuite sudat Secţiunile grinzilor cu inimă plină alcătuite sudat fiind mult mai simple în comparaţie

cu a celor asamblate nituit, rezolvarea îmbinărilor se realizează de asemenea mult mai simplu şi în soluţii variate.

Îmbinările grinzilor sudate se pot realiza în una din următoarele variante: - îmbinări nituite (mai rar utilizate); - îmbinări cu şuruburi obişnuite; - îmbinări cu şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate (SIRP); - îmbinări sudate.

135

Îmbinările cu nituri şi şuruburi sunt utilizate pentru îmbinările de montaj, unde nu se poate conta pe o calitate corespunzătoare a sudurii (în cazul în care ar fi utilizate ca mijloc de îmbinare), iar îmbinările sudate pentru îmbinările de atelier (uzină).

În figura 5.41 este prezentată o îmbinare cu şuruburi a unei grinzi alcătuite sudat.

Fig. 5.41. Îmbinare cu şuruburi

În cazul îmbinărilor sudate, cu sudură cap la cap, muchiile sudate se prelucrează (operaţie numită şanfrenare), funcţie de grosimea tablelor (X, Y, la tălpi, ½ Y inimii).

Îmbinarea tălpilor faţă de cea a inimii se decalează, iar pentru compensarea rezistenţelor admisibile dintre sudură şi talpa întinsă cordonul poate fi înclinat cu 45°, figura 5.42.

Fig. 5.42. Îmbinarea sudată a grinzilor

m

Pentru ca îmbinările sudate să prezinte o rezistenţă egală cu cea a materialului de bază se pot prevedea eclise sudate cu sudură de colţ, figura 5.43. Fig. 5.43. Îmbinarea sudată cu adăugare de eclise

În cazul îmbinărilor de montaj, pentru a compensa deformaţiile produse la sudare, se pot adopta soluţiile din figura 5.44.

Fig.5.44. Îmbinări de montaj sudate

136

5.4.5. Rosturi de şantier la platelajele ortotrope

Îmbinărilor de şantier ale suprastructurilor cu platelaj ortotrop, trebuie să li se acorde o analiză detaliată, având în vedere importanţa deosebită a acestora. Tablierul metalic se execută în uzină sau pe şantier sub formă de subansambluri complet sudate, de dimensiuni gabaritice (dacă sunt transportate cu mijloace CF sau auto) şi cu greutăţi care să nu depăşească capacitatea utilajelor de ridicare. Subansamblurile sunt asamblate la şantier pentru realizarea suprastructurii podului prin rosturile de montaj.

Rosturile de montaj (de şantier) transversale sau transversale şi longitudinale se

pot realiza prin sudură, atunci când montajul suprastructurii se face prin lansare sau subansamblele se asamblează în tronsoane mari sudate, continuizarea acestor tronsoane realizându-se cu nituri sau şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate, figura 5.45.

Fig. 5.45. Rosturi de montaj ale unei suprastructuri cu platelaj ortotrop Un rost de şantier transversal presupune continuizarea tolei platelajului, a

lonjeronilor şi a grinzilor principale. Rostul de montaj se amplasează aproximativ la sfertul deschiderii lonjeronilor

(secţiunea de moment încovoietor minim). În figura 5.46 se prezintă îmbinarea sudată a lonjeronilor cu secţiune deschisă;

fiecare lonjeron se completează cu câte un cupon (platbandă) de cca. 500 mm lungime, lungimea exactă obţinându-se prin măsurare la faţa locului, pentru a compensa toleranţele de execuţie.

137

Fig. 5.46. Rost de şantier transversal: a) înainte de montaj; b)după montaj

În cazul lonjeronilor cu secţiunea închisă rostul de montaj se poate realiza în

următoarele variante: • se decalează secţiunea de înnădire a tablei platelajului de cea a lonjeronilor prin

introducerea unui cupon de tablă de cca. 500 mm pentru îmbinarea tablei platelajului, figura 5.47;

Fig. 5.47. Rost de şantier transversal sudat prin cupon de înnădire a tablei platelajului

• se decalează secţiunea de înnădire a tablei platelajului de cea a lonjeronilor,

introducând un tronson de înnădire pentru lonjeroni de cca. 500 mm (ca şi în cazul lonjeronilor simpli), figura 5.48.

138

Fig. 5.48. Rost de şantier transversal sudat prin cupon de înnădire a lonjeronilor închişi: a)înainte de montaj; b) după montaj

Poduri metalice (SUA)

Ridicare tablier metalic cu prese hidraulice

139

6. REPARAŢII - REABILITĂRI - CONSOLIDĂRI 6.1. ASPECTE GENERALE

Odată cu trecerea timpului, uzurile fizice suferite de o structură metalică pot ajunge la un grad la care întreţinerea este foarte costisitoare, sau, în cazul podurilor, se pune în pericol siguranţa circulaţiei. De asemenea se manifestă uzura morală prin scăderea capacităţii portante a structurii, necesitând introducerea unor restricţii de viteză (având în vedere modificarea condiţiilor de trafic – viteză, sarcini pe osie). Pentru alegerea soluţiei de consolidare şi întocmirea proiectului de execuţie al consolidării sunt necesare date cât mai complete referitoare la construcţie, cum ar fi:

- proiectul construcţiei (dacă proiectul de execuţie al construcţiei nu mai există, trebuie întocmit un releveu cât mai amănunţit al structurii);

- încărcările care trebuie preluate de structura consolidată; - releveul defectelor constatate şi date asupra acestora; - date în legătură cu calitatea materialului, obţinute prin controlul distructiv şi

nedistructiv, prin analize metalografice şi chimice; - starea reală de eforturi în structură etc.

Din punct de vedere al duratei şi al scopului pentru care s-a realizat consolidarea se poate face următoarea clasificare:

- după durată: - consolidare provizorie , efectuată pentru o perioadă limitată; - consolidare definitivă, efectuată pentru o durată mai mare de exploatare

în continuare a construcţiei. - după scopul consolidării:

- consolidare pentru sporirea capacităţii portante a structurii; - consolidare pentru înlăturarea unor defecte care periclitează siguranţa

în exploatare a construcţiei; - consolidări rezultate din modificarea funcţiunii construcţiei

(schimbarea destinaţiei, modificarea gabaritelor etc.). În acest capitol se urmăreşte prezentarea unor măsuri de remediere a defectelor, precum şi unele metode de reabilitare şi de consolidare a suprastructurilor de poduri metalice. Soluţiile ce vor fi prezentate sunt în primul rând de natură orientativă, cunoscut fiind faptul că lucrările de reabilitare şi consolidare sunt în general complexe şi trebuie analizate atent, pentru fiecare caz în parte. Soluţia finală trebuie să fie una cât mai simplă, să fie sigură şi să se realizeze cu un efort economic redus. 6.2. ELEMENTE CU DEFORMAŢII SAU RUPERI

Deformaţiile apărute la unele piese sau elemente din structură pot avea diferite

cauze, cele mai des întâlnite fiind următoarele: - deformaţii rezultate în urma asamblării sudate; - deformaţii produse accidental prin lovirea unor elemente de către vehiculele

care circulă pe pod, sau de către materialele transportate de acestea; - deformaţii cauzate prin pierderea stabilităţii unor elemente sau subansamble:

140

• voalarea tablelor din alcătuirea barelor comprimate sau a grinzilor; • pierderea stabilităţii barelor comprimate.

- deformaţii produse în urma unor evenimente excepţionale (explozii, inundaţii, cutremure etc.);

- deformaţii produse de supraîncărcarea unor elemente datorită unor suprasarcini mult mai mari decât cele luate în calcul la proiectare etc.

În unele cazuri, datorită impactului produs la lovire, în elementul afectat pot să apară fisuri longitudinale sau chiar ruperi în părţile componente ale secţiunii barei. Această situaţie este favorizată de comportarea fragilă a oţelului sub acţiunea temperaturilor scăzute sau de fenomenul de îmbătrânire, în cazul construcţiilor vechi. În cazul unor explozii, datorită impactului deosebit de puternic, se pot produce spărturi în inima grinzilor sau ale altor table din alcătuirea elementelor. În figura 6.1 sunt prezentate exemple de deteriorare prin spargere şi soluţii de remediere prin eclisare a acestora. Pentru realizarea eclisării în jurul spărturii se decupează un dreptunghi în care urmează să fie introdusă o furură cu grosimea egală cu cea a tablei deteriorate. Decuparea se poate realiza cu flacără oxigaz sau cu utilaje mecanice după ce la colţuri s-au practicat găuri de min. 10 mm diametru. Eclisele de acoperire trebuie să prindă furura cu cel puţin două nituri (sau şuruburi), iar în jurul decupajului se recomandă dispunerea a două şiruri de nituri (fig. 6.1.d). Cele două eclise trebuie să aibă o grosime de minim 8 mm, pentru inimi cu grosime sub 12 mm şi minim 10 mm grosime, pentru eclisarea tablelor mai groase de 12 mm.

Fig. 6.1. Repararea unei rupturi în inimă: a, c, e – rupturi în inimă; b, d, f – soluţii pentru reparare

141

Un gen de eclisare mai deosebită se realizează în cazul unei ruperi totale a barei. În această situaţie, înainte de eclisare trebuie verificat dacă nu s-a modificat lungimea ei teoretică (ex. distanţa dintre noduri la grinzile cu zăbrele); aceiaşi observaţie este valabilă şi pentru barele care nu au fost rupte complet dar au suferit deformaţii plastice importante. Pentru a reface schema geometrică iniţială a structurii deteriorate se pot folosi dispozitive de strângere de tipul celor arătate, figura 6.2. De asemenea, înainte de eclisare se prelucrează marginile pieselor rupte, prin tăieri normale pe axa elementului, iar în cazul producerii unor deformaţii plastice, zonele respective se înlătură, rosturile astfel create fiind completate cu materiale de adaos. După realizarea eclisării se relaxează treptat tiranţii, iar bara intră în lucru.

Fig. 6.2. Dispozitive de strâns: a – cu şurub de forţă; b – cu vinci.

Eclisarea elementelor componente ale secţiunii transversale se realizează în soluţie de prindere cu şuruburi sau sudată. În general se preferă îmbinarea cu şuruburi, având în vedere faptul că îmbinările cu sudură, realizate în condiţii de şantier, nu sunt întotdeauna de calitate corespunzătoare. 6.3. ÎNDREPTAREA DEFORMAŢIILOR

Deformaţiile permanente ale unor elemente dintr-o structură metalică pot fi dezvoltate pe lungimi mari (chiar pe toată lungimea barei), sau numai pe porţiuni reduse - deformări locale.

142

Cauzele dezvoltării unor deformaţii remanente, care pot afecta intr-o măsură mai mare sau mai mică funcţionalitatea sau chiar siguranţa capacităţii portante a structurii pot fi multiple, cum ar fi:

- deformaţii excesiv de mari din sudură; - deformaţii produse în timpul manipulărilor elementelor, a transportului şi a

depozitărilor necorespunzătoare, sau deformaţii produse în timpul montajului; - deformaţii produse de accidente; - cauze accidentale: explozii, loviri de autovehicule, prăbuşirea unor obiecte sau

materiale pe structură etc. Îndreptarea unui element deformat se poate realiza prin trei metode:

- îndreptarea prin presare; - îndreptarea prin încălzire; - îndreptarea prin ciocănire (spănuire).

Oricare din aceste metode aplicate introduc în piese tensiuni interne şi favorizează fenomenul de îmbătrânire a oţelului, în primul rând datorită ecruisării materialului. Având în vedere aceste observaţii va trebui ca fiecare situaţie să fie analizată în parte, pentru a se stabili dacă este neapărat necesară remedierea defectului prin îndreptare, sau dacă poate rămâne în această stare şi eventual, să se analizeze o altă soluţie. Din acest punct de vedere câteva observaţii pot fi făcute, anume:

- dacă bara deformată este solicitată la întindere situaţia nu este întotdeauna deosebit de periculoasă;

- dacă bara este comprimată, prin deformare există pericolul ca bara să-şi piardă stabilitatea şi ca urmare deformaţia nu poate rămâne neremediată;

- dacă deformaţia a afectat inima unei grinzi există pericolul de pierdere a stabilităţii (voalare), care ar putea afecta capacitatea portantă a întregii grinzi sau chiar a structurii. În acest caz se impune remedierea defecţiunii (a bombării plastice), dar există şi alte metode decât aceea a îndreptării locale. În acest caz ar putea fi adoptată soluţia de îndepărtare a zonei deformate şi eclisare.

În figura 6.3 se prezintă câteva dispozitive mecanice simple, care pot fi utilizate pentru îndreptarea la rece a unor piese deformate plastic. Spănuirea (ciocănirea) se poate aplica numai pentru îndreptarea tablelor cu grosime sub 4 mm şi deci, nu poate fi aplicată pentru elemente obişnuite de construcţii.

Fig. 6.3. Dispozitive pentru îndreptare: a-jug pentru îndreptarea inimii; b-potcoavă pentru îndreptări locale; c - jug cu traversă

143

Îndreptarea prin încălzire se aplică în cazul pieselor puternic deformate. Pentru deformaţii mici (săgeţi mai mici de 20 mm/m) se utilizează încălzirea cu flacără oxigaz. La răcire partea încălzită se va contracta mai mult şi ca urmare se vor produce deformaţii de sens contrar. Un rol important în remedierea deformaţiilor o are în acest caz experienţa celui care efectuează operaţia. În figura 6.4 sunt date câteva exemple de moduri de îndreptare a pieselor prin încălzire cu flacără.

Fig. 6.4. Îndreptarea prin încălzire cu flacăra 6.4. REPARAŢII EFECTUATE PRIN SUDURĂ ELECTRICĂ MANUALĂ 6.4.1. Comportarea la sudare a oţelului

Utilizarea sudurii în lucrările de reparaţii a construcţiilor şi podurilor metalice presupune în primul rând analizarea gradului de sudabilitate a oţelului din structură. Din acest punct de vedere trebuiesc analizate, pentru fiecare caz în parte, următoarele aspecte: Comportarea metalurgică la sudare Se are în vedere influenţa factorilor de natură metalurgică, cum sunt compoziţia chimică, caracteristicile metalografice, caracteristicile mecanice, tendinţa de fisurare la cald şi la rece.

144

Referitor la compoziţia chimică a metalului de bază, carbonul influenţează foarte mult sudabilitatea. Oţeluri cu un conţinut C<0,25% au o bună sudabilitate dacă restul elementelor de aliere - Mn, Si, Cr, Ni, nu depăşesc 1%. Comportarea tehnologică la sudare Aceasta se defineşte ca posibilitatea realizării îmbinărilor, printr-un anumit procedeu de sudare, în vederea obţinerii anumitor cerinţe şi se apreciază prin studierea influenţei factorilor de natură tehnologică. Este necesar să se adopte un procedeu de sudare adecvat, care să îndeplinească cerinţele impuse. Temperatura mediului ambiant influenţează posibilităţile de realizare a îmbinărilor în condiţii de lucru pe şantier. Scăderea temperaturii are o influenţă negativă asupra calităţii îmbinării. În acest sens trebuie acţionat asupra condiţiilor de lucru. Normele actuale recomandă ca temperatura mediului ambiant la sudare să fie mai mare de + 50C. Comportarea sub influenţa factorilor de natură constructivă Studierea modului de alcătuire constructivă a structurii, corelat cu rolul funcţional al acesteia constituie elementul de bază pentru stabilirea tehnologiei de sudare. În această fază se pot depista anumite greşeli de dispunere a elementelor de construcţie, care complică tehnologia de sudare sau conduc la apariţia nodurilor termice prin întâlnirea mai multor cordoane de sudură. Structurile din elemente cu grosime mare sau rigide, prin modul de alcătuire se vor deforma puţin, însă tensiunile reziduale vor fi mai ridicate. Folosirea unor materiale de adaos cu o bună plasticitate a materialului depus, permite evitarea fisurării cordonului de sudură (exemplu electrozi bazici). Executarea sudurii implică şi studierea posibilităţilor de acces, în special pentru corpuri tubulare, recipienţi, rezervoare, grinzi chesonate etc. 6.4.2. Recomandări pentru reducerea fenomenului de fragilizare, legate de procesul de sudare utilizat Structurile sudate exploatate la temperaturi pozitive sau care sunt de mai mică importanţă se realizează prin depunerea unui număr cât mai mic de straturi de sudură, figura 6.5.

Fig. 6.5. Ordinea de depunere a cordoanelor de sudură în cazul sudurii electrice

manuale cu electrozi înveliţi, executată cu un număr mediu de straturi de sudură

Condiţii grele de exploatare şi în special la temperaturi negative impun sudare în straturi multiple, figura 6.6.

145

Fig. 6.4. Ordinea de depunere a cordoanelor de sudură în cazul sudurii electrice manuale

cu electrozi înveliţi, executată cu un număr mare de straturi de sudură

Mm

Atunci când este posibil se vor înlocui cusăturile de colţ cu cordoane de sudură cap la cap, care au o comportare mult mai bună din punct de vedere al susceptibilităţii ruperilor fragile, figura 6.7.

Între deformaţiile permanente şi eforturile unitare remanente care apar în construcţiile sudate există o legătură reciprocă: energia neconsumată prin deformaţiile permanente (plastice) se transformă în tensiuni remanente. În consecinţă, dacă se împiedică deformaţiile vor apare eforturi unitare remanente mari. Practic, în construcţiile sudate, nu este posibil să fie înlăturate în întregime tensiunile remanente, respectiv deformaţiile, însă printr-o serie de măsuri pot fi menţinute la valori acceptabile, valori care să nu compromită siguranţa în exploatare a construcţiei.

Fig. 6.7. Posibilităţi de înlocuire a cusăturilor de colţ cu cordoane

de sudură cap la cap

Cu cât o cusătură este mai scurtă, cu atât deformaţiile vor fi mai reduse, din care cauză cusăturile lungi trebuiesc executate pe porţiuni de 100...200 mm (număr întreg de electrozi). În cazul sudurilor cap la cap într-un singur strat se utilizează electrozi cu pătrundere adâncă şi surse de sudare relativ puternice. Cusăturile rezultate sunt sensibile la fisurare şi se aplică pentru structuri sudate cu solicitări reduse, la temperaturi pozitive. La sudarea în straturi multiple, straturile de sudură au un efect de finisare a straturilor depuse anterior, printr-un proces de tratament termic datorat noii cantităţi de căldură introduse în îmbinare. La sudarea tablelor groase, ordinea de depunere a straturilor trebuie aleasă astfel încât deformaţiile să fie minime, aşa cum se prezintă în figura 6.8.

Fig. 6.8. Ordinea de depunere a straturilor de sudură,

la sudarea tablelor groase

146

În cazul cusăturilor multistrat lungi, sudarea se face "în cascadă", figura 6.9.a, "în cocoaşă", figura 6.9.b, sau "în blocuri", figura 6.9.c.

Fig. 6.9. Cusături de sudură multistrat lungi

Mm

În cazul sudării în poziţie verticală ascendentă, stratul de rădăcină se realizează cu mişcări tip "a", iar celelalte straturi cu mişcări tip "b", figura 6.10. Fig. 6.10. Sudarea în poziţie verticală ascendentă: a - stratul de rădăcină ; b - celelalte straturi de sudură

La sudarea orizontală pe plan vertical ordinea de depunere a cordoanelor de sudură este cea din figura 6.11.

Fig. 6.11. Sudarea orizontală în plan vertical

În tabelul 6.1 sunt prezentate formele şi dimensiunile rosturilor de sudare în cazul sudurii electrice manuale cu electrozi metalici înveliţi.

147

Tabelul 6.1

Dimensiunea

rostului Nr. crt.

Denumirea cusăturii

Forma rostului

Forma îmbinării

Grosimea piesei s

[mm] α [grd]

b [mm]

c [mm]

1 Sudură în I pe o parte

1-3 - 0-2 -

2 Sudură în I pe ambele

părţi

2-5 - 1-3 -

3 Sudură în V

3-20 50-60 0-3 -

4 Sudură în Y

3-20 50-60 0-3 1-3

5 Sudură în X

12-40

=α1

50-60 =α2

50-90

1-3 0-2

6 Sudură de

colţ cu margini

suprapuse > 2 - 0-2 -

7 Sudură în K

12-40 45-60 0-3 0-2

8 Sudură de colţ

> 2 > 50 0-2 -

9 Sudură pe muchie

s1 > 2 s2 > s1 e>s1

Rost sub

2 mm

148

6.4.3. Utilizarea sudurii pentru repararea fisurilor Repararea unei fisuri cu sudură se recomandă să fie făcută printr-o îmbinare de tip cap la cap, după o prelucrare prealabilă în V a marginilor piesei şi practicarea unei găuri la capătul fisurii. Nu se recomandă utilizarea ecliselor deoarece în acest caz traiectoria eforturilor dintr-o parte în alta a fisurii este deviată de la cea normală şi apare o zonă cu concentrări de eforturi. Cordonul de sudură este bine să fie realizat pe placă suport, care ulterior se îndepărtează. De asemenea este necesară prelucrarea sudurii prin polizare, pentru a înlătura "bombamentul" cordonului rezultat în urma operaţiei. În figura 6.12 este prezentat modul de reparare a unei fisuri cu ajutorul unui cordon de sudură cap la cap.

Fig. 6.12. Sudarea unei fisuri: a) - piesă cu fisură; b) - sudare cu eclisă (greşit); c) - prelucrarea fisurii; d) - sudarea pe plăcuţă (corect)

6.5. CONSOLIDAREA PRIN ÎNLOCUIRE DE BARE SAU ELEMENTE În cazul grinzilor cu zăbrele static determinate interior, scoaterea unei bare din lucru conduce la pierderea indeformabilităţii geometrice şi implicit la pierderea capacităţii portante a acestora, (figura 6.13.a, b, c). În cazul grinzilor static nedeterminate interior (figura 6.13.d), se produce o redistribuire a eforturilor în structură, conducând la o supraîncărcare a unor bare, care nu întotdeauna poate fi preluată de acestea.

Fig. 6.13. Avarii la grinzile cu zăbrele: a - alungirea unei diagonale; b, d - ruperea unei tălpi; c - flambarea unei tălpi

Scoaterea din lucru a unei bare se poate produce prin alungiri excesive ale acesteia, pierderea stabilităţii generale (flambaj) şi în cazuri extreme, ruperea efectivă a

149

barei. Este de menţionat faptul că cedarea este precedată de deformaţii (săgeţi) permanente mari ale grinzii, care nu se stabilizează în timp, iar la barele suprasolicitate se produce fisurarea vopselei de protecţie sau chiar desprinderea acesteia de pe piesă. O cauză a scoaterii din lucru a unor bare este lovirea acestora în urma accidentelor de circulaţie sau lovirea din încărcături negabaritice. Accidente cu urmări deosebit de grave pot avea drept cauză deplasarea reazemelor - fundaţii, pile, culei. În cazul podurilor de şosea deplasările pot fi sesizate datorită crăpăturilor care apar în cale, dacă aceasta este realizată din beton. Tasarea unui reazem nu are influenţă gravă asupra grinzilor simplu rezemate, însă la grinzile continue cu două sau mai multe deschideri, tasarea unui reazem produce suprasolicitări mari în structură, figura 6.14, motiv pentru care sunt mai puţin răspândite, cu toată economia de material rezultată. Pentru o grindă continuă cu două deschideri egale, tasarea reazemului central cu o valoare δ , conduce la o creştere a efortului unitar în tălpi, σΔ : σΔ =(E٠δ ٠h) / L2 [daN/cm2] E=2,1٠106 daN/cm2; δ , L, h în [mm] (6.1)

Fig. 6.14. Tasarea unui reazem la grinda continuă

Mult mai gravă, în cazul podurilor, este înclinarea laterală a unei pile, când se poate ajunge la situaţia ca tablierul să se ridice de la un colţ şi să nu reazeme decât în trei puncte („ciocănire de reazem”). Această deplasare poate conduce la flambajul barelor contravântuirii superioare, sau chiar la pierderea stabilităţii generale a tablierului. Atunci când avarierea unei bare este importantă şi nu poate fi remediată prin eclisare sau prin înlocuirea unei părţi din element, nou executate, se impune înlocuirea integrală a acesteia.

În figura 6.15 se prezintă modalităţi de remediere a structurii prin înlocuirea unor părţi din bare (talpa inferioară între nodurile 3-4 şi diagonala III-4), sau prin înlocuirea integrală a barelor (talpa superioară între nodurile III-V şi diagonala 4-V).

Fig. 6.15. Înlocuiri de elemente la o grindă cu zăbrele:

v-eclisă veche; n-eclisă nouă (piesele haşurate sunt piese noi)

150

Înlocuirea completă a unei bare este în general, o operaţie dificilă, în special dacă se realizează când tablierul se află în circulaţie (în cazul podurilor), sau dacă construcţia nu poate fi descărcată, cel puţin parţial. Înlocuirea unei bare nu poate fi efectuată decât după ce aceasta a fost descărcată de efort, deoarece în caz contrar, la tăierea ei, aceste eforturi se vor redistribui brusc (cu coeficient mare de impact) în alte elemente, cu consecinţe imprevizibile. În vederea scoaterii de sub efort a unei bare, a grinzii cu zăbrele, ce urmează să fie înlocuită, sunt necesare, în general, sprijiniri cu eşafodaje. Între talpa grinzii cu zăbrele şi grinzile metalice aşezate peste palee, se construieşte o platformă de lucru pe care se aşează şi calajele de susţinere. Sprijinirea nodurilor se face prin intermediul unor vinciuri cu şurub sau prese hidraulice. În figura 6.16 este prezentată o schemă de susţinere provizorie a unui tablier la care urmează să se înlocuiască una dintre diagonale.

Fig. 6.16. Susţinere transversală

Înlocuirea barelor la grinzile cu zăbrele se poate realiza şi fără sprijiniri pe eşafodaje; în acest caz înlocuirea unei bare se poate face după transferarea efortului aferent acesteia altor elemente.

Pentru înlocuirea unei diagonale solicitată la întindere se poate adopta soluţia prezentată în figura 6.17. În acest caz diagonala întinsă este înlocuită până la terminarea consolidării cu tiranţi, realizaţi din oţel rotund, filetaţi la capete pentru a putea fi tensionaţi prin strângerea piuliţelor. Transmiterea eforului la talpă se realizează prin intermediul unor profile laminate (U, I) care reazemă pe un papuc special realizat din elemente sudate.

Fig.6.17. Prinderea unui tirant de talpă

O altă soluţie care poate fi aplicată pentru înlocuirea unei diagonale constă în montarea unei grinzi rigide aşezată peste talpa superioară, cu o lungime care să acopere 3 panouri de grindă (4 noduri).

151

Grinda rigidă este prinsă de talpa superioară a grinzii cu zăbrele cu ajutorul unor juguri, iar conlucrarea, respectiv transferul efortului aferent diagonalei la grinda rigidă se realizează prin intermediul unor prese hidraulice, figura 6.18.

Fig. 6.18. Susţinere pentru înlocuirea unei diagonale

Înlocuirea lonjeronilor Înlocuirea unui lonjeron de la podurile mai vechi prezintă unele particularităţi care trebuie avute în vedere, şi anume:

- lonjeronul nou nu poate fi montat decât dacă este realizat din cel puţin două bucăţi , deoarece distanţa dintre antretoaze coincide cu lungimea lonjeronului;

- datorită conlucrării dintre lonjeroni şi grinzile principale este necesară o descărcare de efort a lonjeronilor.

Această descărcare se poate realiza prin intermediul unor tiranţi, cu ajutorul cărora se realizează o pretensionare, fie prin strângerea puternică a piuliţelor de la capătul acestora, fie cu ajutorul unor prese hidraulice.

- lonjeronul nou se uzinează mai scurt cu cca. 10...15 mm, pentru a se uşura montajul acestuia în locul celui vechi.

În figura 6.19 se prezintă o soluţie de înlocuire a unui lonjeron, realizat în varianta de grindă simplu rezemată.

Fig. 6.19. Înlocuirea unui lonjeron

Alte bare care se înlocuiesc de regulă prin descărcarea de efort sunt barele contravântuirii orizontale între tălpile grinzilor principale, în caz contrar existând pericolul de pierdere a stabilităţii generale a tablierului. 6.6. CONSOLIDĂRI AVÂND CA SCOP REDUCEREA VIBRAŢIILOR EXCESIVE

Influenţa negativă a unor vibraţii mari constă în formarea unor eforturi alternante lângă prinderile care împiedică vibrarea liberă. Aceste eforturi slăbesc prinderile şi accelerează fenomenul de oboseală, favorizând fisurarea. Dacă vibraţiile mari se referă numai la unele piese, situaţia se poate remedia simplu prin mărirea rigidităţii acestora.

152

În figura 6.20 sunt prezentate modurile de oscilaţie a unui tablier la trecerea convoiului. Astfel se observă că oscilaţiile tablierului se compun din următoarele: - oscilaţiile verticale ale grinzilor principale (a); - oscilaţiile verticale ale grinzilor principale în antifază (b); - oscilaţiile laterale ale contravântuirilor orizontale (c); - oscilaţiile laterale în antifază (d); - oscilaţiile tălpii superioare în antifază (e); - oscilaţia de răsucire (f).

Fig. 6.20. Oscilaţiile podului la trecerea convoiului Vibraţiile în bare se măsoară cu un aparat denumit tastograf, interesând

amplitudinea maximă A, durata de amortizare ta, până când amplitudinea ajunge la 5 %, din A şi perioada oscilaţiilor T, ulterior efectuându-se interpretarea rezultatelor. Este important ca aceste vibraţii să se amortizeze repede şi să prezinte o perioadă mare de oscilaţie. Dacă perioada T depăşeşte pe cea limită, cum aceasta depinde de masa şi rigiditatea construcţiei, vor trebui modificaţi aceşti parametri. Dacă ne referim la tablierele metalice, pentru a le mări rigiditatea în planul grinzilor principale, va fi necesară mărirea înălţimii acestora, iar pentru a evita vibraţiile laterale excesive se va consolida contravântuirea orizontală. 6.7. CONSOLIDĂRI ÎN VEDEREA REDUCERII TENDINŢEI DE VOALARE A TABLELOR Dacă se constată că anumite bare au deformaţii vizibile (evident nu din cauze accidentale) şi există pericolul de pierdere a stabilităţii (flambaj), se va trece la consolidarea acestora prin modificarea parametrilor cunoscuţi: lungime de flambaj, rigiditate bară. Evident că poate fi modificat un parametru sau altul, iar uneori este posibil să se modifice amândoi. Un defect care poate să apară este voalarea pereţilor subţiri care intră în alcătuirea grinzilor cu inimă plină. Dacă stabilitatea generală este asigurată, atunci voalarea locală nu este periculoasă, dar oricum afectează capacitatea portantă a elementului. În figura 6.21 sunt prezentate grinzi având inimile voalate şi posibilităţi de remediere (evident nu singurele posibile).

Fig. 6.21. Pereţi voalaţi: a, c - alcătuiri greşite; b, d - consolidarea pereţilor

153

Pentru grinzi dublu T la care se constată voalări ale inimii, soluţia de remediere constă în îndesirea rigidizărilor. Astfel dacă grinda are prevăzute numai rigidizări transversale, fie că se adaugă altele suplimentare, fie se pot adăuga şi rigidizări longitudinale. 6.8. CONSOLIDĂRI PRIN INTRODUCEREA UNOR BARE SUPLIMENTARE ÎN SISTEM

Capacitatea portantă a unei structuri realizată din bare, poate fi sporită prin introducerea unor bare suplimentare, prin care se descarcă unele bare, din punct de vedere static sistemul putând fi static determinat sau static nedeterminat interior. În figura 6.22 sunt prezentate diferite scheme geometrice pentru grinzi cu zăbrele şi unele variante de introducere a barelor suplimentare (linie întreruptă).

Fig. 6.22. Scheme geometrice de grinzi cu zăbrele şi variante

de introducere a barelor suplimentare

O soluţie mai eficientă în ceea ce priveşte reducerea eforturilor în bare constă în consolidarea întregului sistem, figura 6.23, prin mărirea înălţimii grinzii cu zăbrele, fie la talpa inferioară, fie la talpa superioară.

Fig. 6.23. Consolidarea grinzilor cu zăbrele: a - prin talpă intermediară; b - prin etajare;

c - cu arc; d - grindă continuă cu ranforsare pe reazem

154

Soluţia constând din suprapunerea unui arc peste grinda cu zăbrele, pe care o suspendă cu tiranţi (sistem Bowstring), este indicată pentru deschideri mari, unde se urmăreşte şi un aspect estetic. În acest caz grinda veche are rolul de grindă rigidă (sistem Langer). O altă soluţie constă în introducerea în structură a unei noi grinzi cu zăbrele, amplasată între cele două grinzi existente. Această soluţie este posibilă la podurile cale sus, un exemplu pentru o astfel de soluţie fiind cel prezentat în figura 6.24.

Fig. 6.24. Introducerea unei grinzi cu zăbrele suplimentare în structură

6.9. CONSOLIDAREA ÎN VEDEREA ÎMPIEDICĂRII PIERDERII

STABILITĂŢII GENERALE A TĂLPII COMPRIMATE Stabilitatea generală a tablierului se poate pierde în cazul podurilor deschise, dacă înălţimea grinzilor este prea mare. Pierderea stabilităţii se manifestă prin apropierea spre interior a tălpilor superioare, figura 6.25.

Fig. 6.25. Stabilitatea generală a tălpilor comprimate

În figura 6.26 sunt prezentate două moduri de consolidare - unul prin montarea unei rigle şi contravântuiri la talpa superioară şi al doilea mod prin dezvoltarea montantului cu o grindă cu zăbrele în planul secţiunii transversale. Pentru a asigura gabaritul de liberă trecere, rigla este legată de talpa superioară a grinzii cu zăbrele prin intermediul unui "scaun".

155

Fig. 6.26. Consolidare pentru asigurarea stabilităţii generale: a) - cu contravântuiri superioare etajate; b) - consolidarea montanţilor

O altă situaţie care poate să apară este aceea în care se impune demontarea contravântuirii orizontale superioare pentru a se trece la o linie electrificată.

În acest caz, fie se ridică nivelul contravântuirii, fie se măreşte rigiditatea transversală a tablierului, figura 6.27.

Fig. 6.27. Consolidarea rezultată prin trecere la linie electrificată

6.10. CONSOLIDAREA PRIN TRANSFORMAREA STRUCTURII METALICE ÎN STRUCTURĂ COMPUSĂ O variantă de consolidare care poate fi uneori eficientă constă în transformarea suprastructurii metalice a podului într-o structură mixtă oţel-beton. Prin asigurarea conlucrării (prin conectori) între partea metalică (grinzile principale) şi dala de beton armat se poate obţine o majorare importantă a capacităţii portante a tablierului, chiar dacă greutatea proprie a acestuia creşte. Prin adoptarea acestei soluţii se modifică tipul de cale pe pod, trecându-se de la calea deschisă la calea în cuvă de balast, cu avantajele care le prezintă cea din urmă, uneori este posibil ca tocmai avantajele căii în cuvă de balast să conducă la adoptarea acestei soluţii de consolidare. În figura 6.28 se prezintă soluţia de principiu constând în transformarea unui tablier CF metalic într-o structură mixtă oţel-beton.

156

Fig. 6.28. Consolidare prin transformarea structurii metalice în structură mixtă oţel-beton

6.11. CONSOLIDĂRI PRIN SPORIREA SECŢIUNII Consolidările care se realizează prin sporirea secţiunii iniţiale a elementelor sunt des utilizate atunci când se urmăreşte creşterea capacităţii portante a elementelor sau a structurii de rezistenţă în ansamblu, sau pot fi aplicate în urma unor uzuri fizice importante (coroziune, lovituri etc.). Piesele noi care se adaugă pentru a mări caracteristicile de rezistenţă ale secţiunii se vor amplasa în funcţie de solicitarea de bază a elementului care urmează să fie consolidat. 6.11.1. Bare solicitate la întindere axială În cazul barelor solicitate la întindere axială materialul de adaos se amplasează simetric faţă de axe pentru a nu se modifica axa iniţială a barei (introducerea unor excentricităţi în noduri sau modificarea axei neutre). La realizarea consolidării trebuie avute în vedere şi aspectele constructive, respectiv posibilităţile reale de realizare a consolidării, să nu fie favorizată depunerea de praf şi staţionarea apei, posibilităţi de întreţinere (curăţire, vopsire) etc. În figurile 6.29.a,b sunt prezentate condiţii pentru realizarea întreţinerii.

Fig. 6.29.a. Condiţii pentru realizarea întreţinerii

157

Fig. 6.29.b.Recomandări pentru realizarea întreţinerii corespunzătoare

La podurile vechi diagonalele întinse pot fi realizate din platbande, în acest caz consolidarea se poate realiza cu corniere, care pe lângă sporul de arie în secţiunea barei, măresc foarte mult rigiditatea acesteia pe direcţie normală pe planul grinzii. Calculul elementelor de consolidare se face în funcţie de nivelul de solicitare, în momentul consolidării barei. Presupunând că bara este solicitată la tensiuni provenite numai din încărcările permanente, gσ , după consolidare, respectiv sporirea secţiunii de la valoarea 0A la valoarea c0 AA + , figura 6.30, trebuie îndeplinită condiţia:

1NN

N

NcRd.t

P.Edn

Rd.t

g.Ed <+ (6.2)

În relaţia de mai sus g.EdN şi P.EdN reprezintă eforturile de întindere din bară produse de acţiunile permanente, respectiv de acţiunile utile. Rezistenţele de calcul la întindere axială sunt următoarele:

158

Fig. 6.30. Starea de eforturi în bara consolidată

• secţiune iniţială (neconsolidată):

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

γ⋅

=

γ⋅⋅

=

γ⋅

=

=

0M

ynet.0Rd.net

2M

unet.0Rd.u

0M

y0Rd.pl

nRd.t

fAN

fA9.0N

fAN

minN (6.3.a)

• secţiunea consolidată:

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

γ

⋅+=

γ⋅+⋅

=

γ

⋅+=

=

0M

ynet.cnet.0Rd.net

2M

unet.cnet.0Rd.u

0M

yc0Rd.pl

cRd.t

f)AA(N

f)AA(9.0N

f)AA(N

minN (6.3.b)

Se poate constata că pentru 1NN

nRd.t

g.Ed → , cRd.tN şi ∞→cA , ceea ce înseamnă că

practic consolidarea nu se poate realiza. Rezultă aşadar că, pentru ca această consolidare să fie eficientă, nivelul de solicitare al barei, a cărei secţiune urmează să fie sporită prin consolidare, trebuie să fie cât mai redus. Această observaţie este valabilă pentru toate consolidările realizate prin sporirea secţiunii iniţiale a elementului, indiferent de tipul de solicitare (întindere, compresiune, torsiune, încovoiere). 6.11.2. Bare solicitate la compresiune axială În cazul barelor solicitate la compresiune axială, lucrările de consolidare pot avea ca scop principal următoarele:

- mărirea capacităţii portante a barei; - reducerea nivelului de solicitare (micşorarea eforturilor unitare normale); - mărirea rigidităţii barei (reducerea coeficienţilor de zvelteţe a barei); - împiedicarea voalării tablelor care intră în alcătuirea secţiunii transversale a

barei. Reducerea eforturilor unitare normale este în interdependenţă cu mărirea rigidităţii

barei, deoarece prin micşorarea coeficienţilor de zvelteţe a barei, creşte coeficientul de reducere şi scad eforturile unitare normale σ . Baza de calcul pentru consolidarea barei comprimate prin sporirea secţiunii Consolidările care se realizează prin sporirea secţiunii iniţiale a elementelor sunt des utilizate atunci când se urmăreşte creşterea capacităţii portante a elementelor sau a structurii de rezistenţă în ansamblu, sau pot fi aplicate în urma unor uzuri fizice importante (coroziune, lovituri etc.). Piesele noi care se adaugă pentru a mări caracteristicile de rezistenţă ale secţiunii se vor amplasa în funcţie de secţiunea de bază a elementului care urmează să fie consolidat.

159

În cazul barelor solicitate la eforturi axiale materialul de adaos se amplasează, pe cât posibil, simetric faţă de axe pentru a nu se modifica axa iniţială a barei prin introducerea unor excentricităţi în noduri (în cazul grinzilor cu zăbrele) sau modificarea axei neutre.

Pentru proiectarea consolidării unei bare comprimate prin sporirea secţiunii, se porneşte de la relaţia de verificare la stabilitate a barei comprimate centric:

0.1NN

Rd.b

Ed ≤ (6.4)

Rezistenţa de calcul (capacitatea portantă sau efortul capabil) la flambaj a unui

element comprimat este dată de relaţia:

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

−γ

⋅⋅χ

−γ

⋅⋅χ

=

4ClasatiunisecfA

3sau2,1ClasatiunisecfA

N

1M

yeffmin

1M

ymin

Rd.b (6.5)

Relaţia de verificare a barei consolidate, prin adăugarea unor piese cu aria Ac , în situaţia în care, în momentul consolidării barei, structura este încărcată numai cu sarcinile permanente va fi:

1NN

N

Nc

Rd.b

P.Edn

Rd.b

g.Ed ≤+ (6.6)

în care: - g.EdN - efortul axial în bară, înainte de efectuarea consolidării (în general produs din acţiunile permanente); - P.EdN - efortul axial care se adaugă în bară după efectuarea consolidării (din acţiunile utile), afectate, dacă este cazul, de coeficientul dinamic; - n

Rd.bN - rezistenţa de calcul la flambaj (capacitatea portantă) a barei având secţiunea iniţială, neconsolidată; - c

Rd.bN - rezistenţa de calcul (capacitatea portantă) la flambaj a barei având secţiunea consolidată cu elemente de adaos. Prin adăugarea unor elemente la secţiunea iniţială, în general se micşorează clasa secţiunii barei şi se modifică în sens favorabil caracteristicile de rezistenţă ale secţiunii barei.

Rezistenţele de calcul ale barei se evaluează cu relaţiile:

Bara iniţială cu aria secţiunii oA :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

−γ

⋅⋅χ

−γ

⋅⋅χ

=

4ClasatiunesecfA

3sau2,1ClasatiunesecfA

N

1M

yeff.0eff.n

min

1M

y0nmin

nRd.b (6.7)

160

Bara consolidată cu elementele de adaos de arie cA :

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

−γ

⋅+⋅χ

−γ

⋅+⋅χ

=

4Clasatiunesecf)AA(

3sau2,1Clasatiunesecf)AA(

N

1M

yeffc.0eff.c

min

1M

yc0cmin

cRd.b (6.8)

Coeficientul de reducere χ se determină în funcţie de coeficientul de zvelteţe redus λ (zvelteţea redusă), corespunzător curbei de flambaj a secţiunii, pentru modul de pierdere a stabilităţii considerat. Prin urmare se poate scrie relaţia generală de evaluare a coeficientului de reducere:

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

−

β⋅⋅

=λ−χ=χ

flambajdecurbaN

fAA

cr

y

(6.9)

unde: ⎩⎨⎧

−−

=β4ClasaA/A

3si2,1Clase1

effA

Se observă faptul că, în cazul secţiunilor Clasa 4, aria efectivă (eficace) intervine în valoarea λ (prin Aβ ) şi implicit influenţează valoarea coeficientului de reducere χ , iar în al doilea rând în calculul Rd.bN unde se operează cu effA . Pentru evaluarea forţei critice de flambaj crN se operează cu caracteristicile secţiunii brute. În cazul barelor solicitate la compresiune, eficienţa consolidării depinde evident de modul în care este distribuit materialul de adaos în raport cu secţiunea iniţială a barei. Astfel, eficienţa materialului adăugat (de arie Ac) este cu atât mai mare, cu cât se obţine un coeficient de reducere χ mai mare. Aceasta înseamnă ca în urma consolidării să rezulte raze de giraţie ale secţiunii solidarizate cât mai mari, care să conducă la reducerea zvelteţilor în raport cu axele principale ale secţiunii.

În figura 6.31 sunt prezentate câteva posibilităţi de consolidare, prin sporirea

secţiunilor, pentru barele grinzilor cu zăbrele, realizate în soluţie de asamblare nituită. În cazul barelor cu secţiune alcătuită din elemente mult depărtate solidarizate cu plăcuţe sau cu zăbreluţe, sporirea capacităţii portante a barei se poate realiza şi prin modificări aduse elementelor de solidarizare, cum ar fi:

- mărirea numărului de plăcuţe; - mărirea rigidităţii plăcuţelor; - introducerea unor zăbreluţe de solidarizare suplimentare (schimbarea schemei

de solidarizare).

161

Fig. 6.31. Consolidarea barelor grinzilor cu zăbrele prin sporirea secţiunilor: a) talpa superioară; b) talpa inferioară; c) zăbrele; d) contravântuiri

Prin aceste modificări se poate micşora coeficientul de zvelteţe al barei în raport cu axa imaterială a secţiunii.

Pentru barele comprimate ale grinzilor cu zăbrele principale se folosesc în special

secţiuni cheson, deschis sau închis. În acest caz trebuie acordată o atenţie deosebită solidarizărilor (diafragmelor) care leagă pereţii chesonului, acestea îndeplinind următoarele funcţiuni:

- leagă pereţii chesonului, obligând conlucrarea lor; - stabilizează pereţii împotriva voalării (având deci rolul de rigidizări); - împiedică deformarea pereţilor în cazul unor acţiuni locale. Solidarizările se amplasează, în principiu, în toate nodurile comprimate, în special

în dreptul reazemelor, a antretoazelor şi în punctele de descărcare a unor sarcini locale. Solidarizările se realizează din diafragme transversale fixate pe pereţi, fie cu

corniere – în cazul alcătuirii secţiunilor prin nituire, figura 6.32, fie prin sudare – în cazul secţiunilor alcătuite sudat, figura 6.33.

162

Fig. 6.32. Diafragme la bare alcătuite nituit

M

Fig. 6.33. Diafragme la bare alcătuite sudat

Diafragmele nu se sudează direct de pereţii chesoanelor, ci prin intermediul unor plăcuţe intermediare; în acest mod se evită executarea cordoanelor transversale efortului principal în lungul barei. 6.11.3. Bare solicitate la răsucire liberă În figura 6.34 este prezentată pentru comparaţie distribuţia tensiunilor tangenţiale în cazul tubului deschis şi al tubului închis de aceleaşi dimensiuni ale secţiunii transversale.

163

Fig. 6.34. Distribuţia tensiunilor tangenţiale din răsucire liberă la tubul: a) deschis; b) închis

Se poate aprecia gradul de eficienţă la solicitarea de răsucire liberă a unei secţiuni închise, în comparaţie cu o secţiune deschisă cu aceleaşi dimensiuni, punând condiţia ca eforturile tangenţiale maxime să fie egale în cele două situaţii (la limită amax τ=τ ), astfel:

- pentru tubul deschis:

at

dEd

max.t IgT

τ=⋅

=τ 0My /)3/f( γ= (6.10.a)

- pentru tubul închis:

ar

iEdmax.Ed I

gg

1T τ=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

Ω⋅=τ 0My /)3/f( γ= (6.10.b)

Se obţine:

dEd

r

tdEd

iEd TE

Ig

g1

Ig

TT ⋅=⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

+Ω⋅

= (6.11)

Factorul: 1

Ig

g1

Ig

E

r

t >>+

Ω⋅

=

arată gradul de eficienţă al tubului închis comparativ cu acelaşi tub, de secţiune deschisă. Semnificaţia termenilor care intervin în relaţiile anterioare este următoarea: d

EdT - momentul de răsucire (torsiune) preluat de tubul deschis;

iEdT - momentul de răsucire (torsiune) preluat de tubul închis;

dsr ⋅=Ω ∫ - dublul ariei delimitate de axa mediană a BPS profil închis;

164

∫Ω

+=

gdsII

2

tr

dsg31I 3

t ⋅= ∫

În cazul barelor cu pereţi subţiri (BPS), profil deschis sporirea capacităţii portante la solicitarea de torsiune se poate realiza cel mai eficient prin transformarea secţiunii deschise într-o secţiune închisă (cheson). Din punct de vedere practic soluţia este uşor de realizat în cazul unor elemente care au secţiunea transversală realizată sub formă de cheson deschis (secţiuni tip π ). În acest caz peretele liber se poate închide cu o tablă, care să transforme chesonul deschis într-un cheson închis. Pentru întreţinere la interior (curăţire, vopsire) se recomandă ca acest perete să fie prevăzut cu găuri ovale care să permită accesul în interiorul secţiunii, figura 6.35.

Fig. 6.35. Transformarea unui cheson deschis în cheson închis:

a) cheson deschis; b) cheson închis

O altă soluţie constă în zăbrelirea peretelui liber, această grindă cu zăbrele putând fi echivalată cu un perete plin, cu o grosime echivalentă, gech, figura 6.36.

Fig. 6.36. Secţiune tubulară având un perete cu zăbrele

În tabelul 6.2. sunt date grosimile peretelui continuu echivalent pentru diferite moduri de zăbrelire a peretelui liber.

- momentul de inerţie convenţional la răsucire liberă a BPS profil închis;

- momentul de inerţie convenţional al BPS, contur închis, care se consideră de secţiune inelară deschisă.

165

Tabelul 6.2

Schema de zăbrelire a peretelui liber Grosimea echivalentă a peretelui, echg

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

λ+

⋅λ⋅

is

3

d

3

A1

A1

3Ad

hGE

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

λ++

⋅λ⋅

is

3

m

3

d

3

A1

A1

12A4h

Ad2

hGE

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

λ++

⋅λ⋅

is

3

m

3

d

3

A1

A1

12Ah

Ad

hGE

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

λ+

⋅λ⋅

is

3

d

3

A1

A1

12A2d

hGE

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

λ+

⋅λ⋅

isP I1

I1

4Ih

h12

GE

Notaţii:

λ - mărimea panoului grinzii cu zăbrele sau cu plăcuţe; h - înălţimea peretelui cu zăbrele sau cu plăcuţe;

166

d - lungimea diagonalei grinzii cu zăbrele; As; Is - aria şi momentul de inerţie al tălpii superioare; Ai; Ii - aria şi momentul de inerţie al tălpii inferioare; Ad; Am - aria secţiunii diagonalei şi montantului grinzii cu zăbrele; IP - momentul de inerţie al secţiunii plăcuţei; E - modulul de elasticitate; G - modulul de elasticitate transversal: )]1(2[/EG μ+=

6.11.4. Elemente solicitate la încovoiere (grinzi cu inimă plină) Consolidarea elementelor încovoiate se realizează prin adăugarea unor piese la tălpile grinzii, la inimi sau uneori atât la tălpi cât şi la inimi. Prinderea acestor piese poate fi realizată cu nituri, în cazul grinzilor nituite sau sudat, în cazul grinzilor alcătuite sudat sau chiar a celor alcătuite nituit. Consolidarea prin adăugarea unor piese sudate de elementele secţiunii este în general mai simplă şi oferă posibilităţi mult mai variate în comparaţie cu consolidarea prin adăugarea de piese prinse nituit. Condiţia care se impune în acest caz este ca materialul (oţelul) din elementul „vechi” să aibă un grad de sudabilitate corespunzător, condiţie care nu este întotdeauna satisfăcută în cazul construcţiilor realizate în trecut. Câteva exemple de consolidare prin adăugarea de piese sudate la grinzi alcătuite nituit sunt prezentate în figura 6.37.

Fig. 6.37. Consolidarea grinzilor nituite prin adăugarea unor piese sudate

Cordoanele de sudură cu rol de asamblare vor avea grosime minimă, pentru ca tensiunile şi deformaţiile rezultate să fie cât mai reduse.

Consolidarea grinzii prin sporirea secţiunii tălpilor

Prin adăugarea unor elemente de consolidare la una sau la ambele tălpi ale grinzii

(grinda aflându-se încărcată numai cu sarcinile permanente), se obţine creşterea momentului de inerţie fata de axa principala x-x şi implicit vor scădea eforturile unitare şi deformaţiile sub acţiunea încărcărilor utile.

În figura 6.38 sunt prezentate câteva posibilităţi de sporire a capacităţii portante a grinzilor prin modificarea secţiunii tălpilor.

167

Fig. 6.38. Sporirea secţiunii grinzilor cu inimă plină

Starea de eforturi în grinda cu inima plină consolidata este prezentată pentru varianta de consolidare constând din adăugarea unui element secţiune T alcătuit sudat, la talpa inferioară a grinzii, figura 6.39.

Faza I: grinda neconsolidată, încărcată cu sarcinile permanente:

seff,y

Eggs z

IM

=σ ; ieff,y

Eggi z

IM

=σ (6.12.a,b)

unde: gGEg MM ⋅γ=

Fig. 6.39. Starea de eforturi în grinda consolidată Faza II: grinda consolidată, încărcată cu sarcinile verticale din convoi: Peste eforturile unitare corespunzătoare la Faza I se adaugă eforturile:

's

c,eff,'y

EPPs z

IM

=σ ; 'i

c,eff,'y

EPPi z

IM

=σ (6.12.c,d)

unde c,eff,'yI este momentul de inerţie efectiv al secţiunii consolidate;

168

• pentru poduri feroviare: P3QEP MM ⋅φ⋅γ= ; 71LMP MCM ⋅= , C fiind coeficientul creşterii încărcărilor utile.

• pentru poduri rutiere: PQEP MM ⋅γ= ; 1LMP MCM ⋅=

Starea de eforturi în fibrele extreme ale secţiunii grinzii şi în elementul adăugat la talpa inferioară (element de consolidare - c) va fi următoarea:

0M

y's

c,eff,'y

EPs

eff,y

Egs

fz

IMz

IM

γ≤+=σ (compresiune) (6.13.a)

0M

y'i

c,eff,'y

EPi

eff,y

Egi

fz

IMz

IM

γ≤+=σ (întindere) (6.13.b)

0M

yc

c,eff,'y

EPc

fz

IM

γ≤=σ (întindere) (6.13.c)

Observaţie: Datorită modificării secţiunii tălpilor, se modifică şi poziţia centrului de greutate al grinzii. Spre exemplu, adăugarea unui element de consolidare la talpa inferioară, face ca centrul de greutate să se deplaseze în sensul axei z, ceea ce implică o reîncadrare a inimii grinzii în clase de secţiuni şi o reevaluare a secţiunii efective ( 1/ 12 −≠σσ=ψ ).

Deformaţia elastică

Prin modificarea rigidităţii grinzii se obţin de asemenea efecte favorabile legate de săgeata elastică a grinzii.

Pentru o grinda cu secţiune variabilă săgeata se poate calcula suficient de exact cu relaţia:

y

2max

m

2max

EILM

485.5

EILM

485

≅=δ (6.14)

unde: LI

I iim

∑ ⋅= - este momentul de inerţie mediu ponderat al grinzii;

yI este momentul de inerţie al grinzii la jumătatea deschiderii acesteia. Rezultă următoarele valori pentru săgeţi: - grinda neconsolidată:

( )

y

2P3g

EILMM

485.5 ⋅⋅φ+

=δ (6.15.a)

- grinda consolidată:

2cy

P3

y

g LIM

IM

E485.5

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅φ+=δ (6.15.b)

unde cyI reprezintă momentul de inerţie maxim al secţiunii consolidate.

Deformaţia elastică din convoiul feroviar LM71 Grinda principală se realizează în general cu o contrasăgeată egală cu săgeata din încărcările permanente plus 25% din săgeata produsă de încărcarea utilă.

169

Deformaţia elastică (săgeata) produsă de încărcarea utilă se determină din acţiunile normate produse de convoiul LM 71 (afectate de coeficientul dinamic). Momentul încovoietor pentru calculul săgeţii va fi: P3f MM ⋅Φ= Se obţine deformaţia elastică a grinzii δ , care se compară cu săgeata admisibilă:

600L

IE48LM5.5

acy

2f =δ≤⋅⋅⋅

=δ (6.16)

Săgeata admisibilă, în conformitate cu EN 1990 – Anexa A2/2005 este L/600. Din condiţia de confort de circulaţie ”foarte bun”, săgeata verticală maximă,

pentru elementele în lungul căii, este dată în figura 6.40 (EN 1990 - Anexa A2), pentru grinzi cu 3 sau mai mult de 3 deschideri simplu rezemate. Deformaţia verticală δ se calculează din acţiunea convoiului LM 71, pentru 1i =γ , luând în considerare coeficientul dinamic Φ . Raportul δ/L admisibil, în funcţie de viteză, rezultat din figura 6.40, se multiplică cu 0.9 pentru grinzi continue şi cu 0.7 pentru o grindă simplu rezemată sau 2 grinzi simplu rezemate succesive .

Fig. 6.40

170

7. CONSOLIDĂRI PRIN PRETENSIONARE SAU CU TIRANŢI EXTERIORI RIGIZI

7.1. ASPECTE GENERALE Prin introducerea unor eforturi iniţiale se urmăreşte majorarea capacităţii de rezistenţă, a rigidităţii, sau a stabilităţii elementului pretensionat în comparaţie cu cel nepretensionat. Prin pretensionare se introduc în elementele principale de rezistenţă ale structurii eforturi sau deformaţii, de sens contrar eforturilor sau deformaţiilor produse de acţiunile la care structura este supusă în exploatare. Elementele de pretensionare (cabluri, bare) sunt realizate din oţeluri cu caracteristici mecanice superioare faţă de cele ale oţelului normal, caracteristici care în mod obişnuit nu pot fi exploatate judicios. Principalele avantaje ale consolidării prin pretensionare sunt următoarele:

- consum redus de oţel, comparativ cu alte soluţii; - se măreşte domeniul de lucru al metalului în domeniul elastic; - poate fi îmbunătăţită stabilitatea structurii; - se poate modifica schema statică a structurii.

Prin introducerea în structură a unuia sau mai multor tiranţi se modifică schema statică a structurii, fiecare tirant reprezentând o legătură în plus în structură şi deci o creştere a gradului de nedeterminare statică. Creşterea gradului de nedeterminare statică are ca efect o repartizare mai favorabilă a eforturilor în structură. Prin legături între tirant şi elementul comprimat prin pretensionare se poate reduce lungimea de flambaj a barelor comprimate. Utilizarea pretensionării pentru consolidarea unor structuri metalice presupune însă efectuarea unor studii tehnico-economice comparative, în vederea obţinerii soluţiilor optimale şi trebuie avut în vedere faptul că pretensionarea implică o proiectare şi o execuţie, mult mai pretenţioase, decât în cazurile altor metode. De asemenea, la executarea consolidărilor prin pretensionare sunt necesare materiale cu calităţi mecanice superioare, care au un preţ de cost mult mai ridicat decât cel al mărcilor de oţel folosite în mod curent şi sunt necesare instalaţii speciale pentru executarea pretensionării. 7.2. TIRANŢI PENTRU PRETENSIONARE Tiranţii cu ajutorul cărora se realizează pretensionarea structurilor metalice se execută din oţeluri cu calităţi mecanice superioare, obţinute prin compoziţia chimică (elemente de aliere) şi prin tratamentele termice aplicate la fabricaţie. Tiranţii folosiţi la pretensionare sunt de următoarele tipuri:

- tiranţi din bare de oţel rotund; - cabluri din sârme împletite; - cabluri din fascicule de sârme paralele (PWS).

171

7.2.1. Tiranţi din bare de oţel rotund Tiranţii sunt realizaţi din oţeluri laminate de calitate sau oţeluri aliate, conform STAS-urilor române: OLC 35, OLC 45, OLC 55, OLC 60, 33MoC10, 33MoC11, 41 MoC11, 36MoC10 etc., tratate termic (normalizare, îmbunătăţire, călire + revenire), cu rezistenţe mecanice ridicate - rσ =54...120 daN/mm2. Tijele (barele) metalice sunt prevăzute la capete cu porţiuni filetate pentru realizarea ancorajelor. Pentru ca în zona filetată tirantul să aibă aceeaşi arie (aria netă) cu cea din zona nefiletată se poate adopta una din soluţiile:

- executarea filetului pe o piesă cu diametrul mai mare şi sudarea prin sudură cap la cap prin rezistenţă de tija tirantului, figura 7.1a;

- îngroşarea prin refulare la cald a capetelor tijei tirantului, fig. 7.1b.

Fig. 7.1. Tije metalice

Tiranţii se fixează (blochează) la capete cu piuliţe care reazemă pe o placă de capăt, cu grosime mare, figura 7.2, sau cu ajutorul unor cleme în care tirantul este înşurubat, figura 7.3.

Fig. 7.2. Prinderea tirantului cu piuliţă

Fig. 7.3. Clemă de prindere a tirantului

În cazul în care lungimea tirantului depăşeşte lungimea de livrare a barei rotunde, tirantul poate fi îmbinat cu mufe deschise, figura 7.4, sau cu mufe închise, figura 7.5.

Fig. 7.4. Mufă deschisă

Fig. 7.5. Mufă închisă

172

7.2.2. Tiranţi din sârme de înaltă rezistenţă Sârmele de înaltă rezistenţă folosite la executarea tiranţilor sunt obţinute prin tragerea din bare de oţel rotund laminate la cald (trefilare). Procentul ridicat de carbon, care intră în compoziţia chimică - 0,6-0,9 %, precum şi tratamentele termice şi prelucrările mecanice la rece, le asigură acestora caracteristici mecanice foarte ridicate. Fenomenul de relaxare, respectiv de scădere a efortului în timp sub deformaţie constantă este luat în considerare prin majorarea efortului de preîntindere. Tiranţii executaţi din sârme de înaltă rezistenţă sunt folosiţi sub următoarele forme:

- liţe din două sau trei sârme Φ 1,5 - 3,0 mm - SBI, împletite; - cabluri în construcţie simplă (cablu spiral), alcătuite din sârme Φ 1,0 - 5,0 mm,

înfăşurate în jurul unei sârme centrale în 1 - 3 straturi concentrice, formând un singur toron;

- tiranţi executaţi din fascicule de sârme paralele. În cazul cablurilor în construcţie simplă, modulul de elasticitate este redus E = (0,9 -1,2)٠105 MPa ((0,9 - 1,2)٠106 daN/cm2), motiv pentru care înainte de a fi montat, cablul este supus la o forţă de întindere care depăşeşte cu 10 -15 % forţa din exploatare, astfel încât deformaţia remanentă este consumată, iar modulul de elasticitate creşte la valori E = (1,7-1,9)٠105 MPa. Efortul de calcul al cablului se consideră 60 - 65 % din forţa de rupere totală, obţinută înmulţind forţa de rupere calculată cu un coeficient de scădere a rezistenţei. Fixarea la capete a cablurilor din sârme înfăşurate se realizează cu ancoraje de tip pahar sau de tip manşon cu pană. Paharele se execută din oţel OL37 (S235) sau din oţel slab aliat, iar sârmele se desfac în interiorul tronconic al paharului şi au capetele îndoite, figura 7.6.

Fig. 7.6. Pahar pentru fixarea cablului: 1 - cablu; 2 - sârme desfăcute; 3 - bandaj cu sârmă moale; 4 - porţiune filetată

În pahar se toarnă un aliaj pe bază de zinc sau de plumb, a cărui temperatură nu trebuie să depăşească 460 - 4800C, pentru a preveni recoacerea sârmelor, iar temperatura de solidificare să nu fie sub 2400C. În exterior paharul este filetat pentru a permite montajul presei de pretensionare. Între placa frontală de fixare a ancorajului şi faţa paharului se introduc şaibe de tip furcă, cu grosimi adaptate intervalului care trebuie completat. În cazul ancorajelor de tip manşon cu pană, figura 7.7, cablul este desfăcut în interiorul manşonului şi împănat puternic. Pana centrală are suprafaţa laterală prelucrată, iar cu ajutorul presei hidraulice manşonul este presat, fiind forţat să treacă printr-un orificiu cu diametrul mai mic decât diametrul exterior al acestuia. Datorită deformării puternice a manşonului, sârmele sunt presate puternic pe pană, asigurându-se fixarea cablului în manşon.

173

Fig. 7.7. Manşon cu pană: a - manşon; b - pană; c - sistemul de presare în matriţă: 1 - tirant; 2 - cutie superioară; 3 - inel; 4 - piston; 5 - bară de prelungire; 6 - cutie centrală; 7 - manşon; 8 - reazem fix; 9 - matriţă

7.2.3. Tiranţi executaţi din fascicule de sârme paralele Se folosesc în cazul unor eforturi de întindere mari, fiind soluţia alternativă utilizării tiranţilor din tije metalice (oţel rotund). Sârmele din tirant pot fi aşezate într-o formă compactă sau într-o formă circulară în unul sau mai multe straturi. Formele circulare de aşezare a sârmelor sunt asigurate prin resorturi la interior şi prin legături exterioare din sârmă neagră, figura 7.8.

Fig. 7.8. Tiranţi din sârme paralele: aşezare circulară

Fixarea la capete a fasciculului din sârme paralele se poate realiza în una din următoarele variante constructive:

• inel cu pană conică, figura 7.9.

În această soluţie sârmele sunt repartizate pe faţa interioară a inelului şi după ce au fost întinse sunt fixate cu pană conică introdusă prin presare cu o presă hidraulică cu dublu efect. Inelul este executat din oţel moale, iar pana conică este executată dintr-un oţel dur şi are suprafaţa laterală filetată sau zimţată; Fig. 7.9. Inel cu pană conică

174

• sistemul cu teacă şi ancoră, figura 7.10.

Fig. 7.10. Teacă şi ancoră: 1 - tirant; 2 - teacă; 3 - ancoră; 4 - inel-matriţă; 5 - ancoră cap filetat; 6 - inel-presare; 7 - şaibe de completare; 8 - guseu de fixare

În acest sistem sârmele sunt introduse într-o teacă (executată din oţel normal), în jurul unei bare cilindrice executată din oţel superior. În exterior teaca este filetată pentru a permite montarea presei hidraulice de întindere a tirantului. Întregul ansamblu este presat într-o matriţă, astfel încât peretele manşonului este deformat plastic, iar sârmele sunt presate puternic pe bara centrală;

• sistemul pahar cu dornuri metalice, figura 7.11.

Fig. 7.11. Pahar cu dornuri metalice: 1 - pahar; 2 - piuliţă; 3 - dornuri metalice

Între sârmele fasciculului puţin desfăcute în interiorul conic al paharului sunt bătute puternic dornuri metalice cu diferite lungimi. Exteriorul paharului este filetat încât se poate monta o piuliţă cu care se fixează capătul fasciculului şi presa de întindere a tirantului. 7.3. CONSOLIDAREA GRINZILOR CU TIRANŢI RIGIZI 7.3.1. Aspecte generale

Consolidarea prin majorarea secţiunii tălpilor se poate realiza relativ simplu în cazul

grinzilor sudate; la grinzile nituite adăugarea unei platbande suplimentare la talpă presupune scoaterea niturilor de cap existente şi apoi renituirea pachetului cu platbandă adăugată, operaţie deosebit de laborioasă.

Consolidarea cu tiranţi constă în adăugarea, pe zonele unde secţiunea iniţială este insuficientă, a unor elemente formate din bare drepte rigide, aceste elemente nefiind legate solidar (continuu) cu secţiunea de bază a grinzii.

175

Tiranţii pot fi realizaţi din profile laminate (L, U, otel rotund), figura 7.12, sau pot avea secţiuni alcătuite sudat.

Fig. 7.12. Tiranţi din profile laminate. Fixarea de talpa întinsă pe zona dintre ancoraje

Tiranţii rigizi pot fi rectilinii orizontali sau pot avea un traseu poligonal, fiind distanţaţi

de talpa grinzii prin montanţi (sistem macaz), figura 7.13.

Fig. 7.13. Grinzi consolidate cu tiranţi rigizi

Tiranţii introduşi în sistemul tablierului pot fi tiranţi simpli, fără un efort iniţial, sau

tiranţi pretensionaţi, având un efort iniţial de întindere. Pretensionarea tiranţilor, realizată mecanic sau termic, măreşte eficienţa acestora

prin faptul ca se reduc eforturile unitare din încărcările permanente. Pretensionarea tiranţilor, în cazul în care aceştia au un traseu poligonal (sistem

macaz) se poate realiza relativ simplu prin introducerea unor prese în dreptul montanţilor, prin care se îndepărtează tirantul de talpă, urmând ca după tensionare acesta să se fixeze definitiv, iar presa hidraulică se îndepărtează.

O astfel de schemă de tensionare a tiranţilor poligonali (sistem macaz sau cu montant central) este prezentată în figura 7.14.

Fig. 7.14. Pretensionarea tiranţilor cu presă în dreptul montantului: 1) tiranţi; 2) montant fixat la un capăt; 3) presă hidraulică; 4) rigidizare; 5) rigidizări transversale scurte; 6) găuri ovale în capătul nefixat al montantului

Având în vedere faptul ca la tablierele metalice greutatea permanentă are, în

general, o pondere redusă în valoarea eforturilor unitare totale, nu este justificată în general pretensionarea, care complică realizarea consolidării.

176

Consolidarea cu tiranţi rigizi se poate aplica şi pentru grinzile cu zăbrele. În figura 7.15 este prezentată consolidarea cu tirant rigid a unei grinzi principale cu zăbrele, tirantul realizat din corniere în soluţie de asamblare nituită având un traiect rectiliniu.

Fig. 7.15. Consolidarea unei grinzi cu zăbrele cu tirant rectiliniu rigid: a) Schema geometrică a grinzii cu zăbrele şi poziţionarea tirantului.

b) Detaliu de ancorare a tirantului. 7.3.2. Calculul consolidării cu tirant rectiliniu a grinzilor cu inimă plină

Soluţia cea mai simplă de consolidare este cea cu tirant drept, aşezat sub talpa

întinsă a grinzii, fixat la capete în blocuri de ancoraj, aflate la o anumita distanta de capetele grinzii.

În figura 7.16 este prezentat un detaliu al blocului de ancoraj pentru o grindă cu inimă plină, consolidată cu tirant rigid.

Fig. 7.16. Grindă cu inimă plină consolidată cu tirant rigid

(blocul de ancoraj)

177

Starea de eforturi în grindă se poate urmări în schemele din figura 7.17, pe etapele de realizare a consolidării.

Fig. 7.17. Starea de eforturi în grinda consolidată cu tirant

Faza I: grinda neconsolidată, încărcată cu sarcinile permanente Eforturile unitare normale vor fi: - în talpa superioară:

seff,y

Eggs z

IM

+=σ (7.1.a)

- în talpa inferioară:

ieff,y

Eggi z

IM

−=σ (7.1.b)

unde: gGEg MM ⋅γ= Faza II: tirantul se tensionează cu efortul Nt

Faţă de faza I se adaugă eforturile unitare:

seff,y

tt

br

tNs z

IeN

AN

t⋅

−+=σ (7.2.a)

178

ieff,y

tt

br

tNi z

IeN

AN

t⋅

++=σ (7.2.b)

Faza III: se încarcă grinda cu sarcinile utile (convoi) În această fază grinda, iniţial simplu rezemată, devine static nedeterminată (n=1), efortul din tirant creşte de la Nt la Nt+X, unde X este efortul de autotensionare. Starea de eforturi unitare în grindă şi în tirant, ţinând cont de eforturile unitare din fazele anterioare şi de efectul dinamic al încărcărilor utile va fi:

- în talpa superioară: ( )[ ]

0M

ys

eff,y

ttEPEg

br

ts

fz

IeXNMM

AXN

γ≤

+−++

++=σ (7.3.a)

- în talpa inferioară: ( )[ ]

0M

yi

eff,y

ttEPEg

br

ti

fz

IeXNMM

AXN

γ≤

+−+−

++=σ (7.3.b)

- în tirant:

0M

y

t

tt

fA

XNγ

≤+

=σ (întindere) (7.3.c)

unde: - eff,yI - momentul de inerţie efectiv al secţiunii;

• pentru poduri feroviare: P3QEP MM ⋅φ⋅γ= ;

71LMP MCM ⋅= , C fiind coeficientul creşterii încărcărilor utile. • pentru poduri rutiere: PQEP MM ⋅γ= ; 1LMP MCM ⋅=

În cazul în care tirantul este nepretensionat, în relaţiile (7.3.a,b,c) se va lua Nt=0 şi relaţiile vor avea forma simplificată:

( )

0M

ys

eff,y

tEPEg

brs

fz

IXeMM

AX

γ≤

−+++=σ (7.4.a)

( )

0M

yi

eff,y

tEPEg

bri

fz

IXeMM

AX

γ≤

−+−+=σ (7.4.b)

0M

y

tt

fAX

γ≤=σ (întindere) (7.4.c)

Determinarea efortului de autotensionare în tirant

Efortul X de autotensionare din tirant se poate determina aplicând metoda forţelor pentru rezolvarea ecuaţiei de condiţie a sistemului static nedeterminat, figura 7.18.

XP111X Δ=Δ+δ (7.5) unde:

179

tttbr,y

2t

0 tt

2

0 br,y

2

11 AE1

EIedx

AEndx

EIm tt

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=+=δ ∫∫

Ω−==Δ ∫br,y

t

0 br,y

PP1 EI

edxEI

mMt

; XEAbr

tX −=Δ

Fig. 7.18. Determinarea efortului de autotensionare din tirant

Se obţine:

tttbrbr,y

2t

br,y

t

AE1

EA1

EIe

EIe

X⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++

Ω

= (7.6.a)

unde: MEP - diagrama de moment încovoietor din convoiul de calcul, în

sistemul static determinat; m, n - diagramele de moment încovoietor şi forţă axială din X=1, pe

sistemul static determinat; Ω - aria diagramei de moment încovoietor din încărcările cu convoiul de calcul,

în sistemul static determinat pe porţiunea de grindă aferentă tirantului. Dacă tirantul este realizat ca element rigid Et=E, iar relaţia (7.6.a) devine:

180

ttbrbr,y

2t

br,y

t

A1

A1

Ie

Ie

X⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++

Ω

= (7.6.b)

În cazul grinzilor cu secţiune variabilă, în relaţiile de calcul se pot introduce pentru momentul de inerţie şi aria grinzii, valorile medii ponderate ale acestora calculate cu relaţiile:

LI

I iim

∑ ⋅= ;

LA

A iim

∑ ⋅= (7.7)

Efectul tirantului asupra săgeţii

Săgeata grinzii se determină în funcţie de momentul încovoietor maxim pe grindă şi din efectul de reducere datorat tirantului:

( )

t2

m

P3g LEI48

MM5δ−

⋅φ+=δ (7.8)

în care: ( )22

m

ttotalt

L

0 m

tt c4L

EI8eXdx

EImM

−==δ ∫ ; XNX ttotalt +=

Săgeata tδ produsă de momentul încovoietor negativ

ttotaltt eXM = se obţine prin metoda

Mohr-Maxwell, figura 7.13.

Fig. 7.13. Calculul săgeţii din efectul tirantului

Consolidări prin pretensionare exterioară

181

8. CONSOLIDĂRI PRIN TRANSFORMAREA STRUCTURII METALICE ÎN STRUCTURĂ

COMPUSĂ OŢEL-BETON

8.1. ASPECTE GENERALE Aşa cum s-a arătat în cap. 6, o variantă de consolidare care poate fi uneori eficientă constă în transformarea suprastructurii metalice a podului într-o structură mixtă oţel-beton. Prin asigurarea conlucrării (prin conectori) între partea metalică (grinzile principale) şi dala de beton armat se poate obţine o majorare importantă a capacităţii portante a tablierului, cu toate că greutatea proprie a acestuia creşte. Prin adoptarea acestei soluţii se modifică tipul de cale pe pod, trecându-se de la calea deschisă la calea în cuvă de balast, cu avantajele care le prezintă cea din urmă, uneori este posibil ca tocmai avantajele căii în cuvă de balast să conducă la adoptarea acestei soluţii de consolidare. În figura 8.1 se prezintă soluţia de principiu constând în transformarea unui tablier CF metalic într-o structură mixtă oţel-beton.

Fig. 8.1. Consolidare prin transformarea structurii metalice în structură mixtă oţel-beton

Consolidarea structurii prin transformare în structură compusă oţel-beton se poate aplica şi în cazul podurilor rutiere, o astfel de soluţie fiind posibilă în următoarele situaţii:

- transformarea podurilor provizorii realizate din grinzi metalice şi platelaj cu podină de lemn, în poduri semidefinitive, prin înlocuirea podinii de lemn cu o placă de beton armat cu conlucrare cu structura metalică;

- consolidarea podurilor rutiere cu structură pe grinzi metalice şi platelaj de beton, prin înlocuirea dalei de beton fără conlucrare cu o dală cu conlucrare.

În continuare se prezintă pe scurt bazele de calcul a grinzilor compuse oţel beton conform nomelor europene de proiectare adoptate şi de ţara noastră.

182

8.2. BAZELE CALCULULUI GRINZILOR CU SECŢIUNE COMPUSĂ OŢEL-BETON Stări limită. Secţiuni critice

Stările limită dincolo de care structura nu mai satisface cerinţele de performanţă

proiectate sunt clasificate în următoarele: • stări limită ultime asociate cu colapsul sau cu alte forme de cedare

structurală; • stări limită de serviciu (ale exploatării normale) care corespund stărilor

dincolo de care nu mai sunt îndeplinite anumite criterii de exploatare. În general , sub diverse combinaţii ale acţiunilor, în stadiul limită ultim, o grindă

mixtă oţel-beton trebuie să fie verificată la: • asigurarea rezistenţei secţiunii transversale critice; • asigurarea stabilităţii generale şi locale:

- rezistenţa la flambaj lateral prin torsiune; - rezistenţa la flambaj la forţă tăietoare şi la forţe transversale aplicate inimii;

• asigurarea conlucrării între grinda metalică şi placa de beton armat prin intermediul conectorilor - rezistenţa la lunecare longitudinală.

Secţiunile transversale critice sunt: • secţiunile de moment încovoietor maxim pozitiv; • secţiunile de reazem; • secţiunile supuse la forţe sau reacţiuni concentrate; • puncte în care are loc o modificare bruscă a secţiunii (alta decât cea datorată

fisurării betonului). O astfel de secţiune se consideră critică dacă raportul între momentul capabil maxim şi cel minim este mai mare de 1,2.

În analiza şi calculul la starea limită ultimă a grinzilor mixte se ţine seama de capacitatea de rotire a secţiunii, prin încadrarea grinzii metalice în una din cele 4 clase de secţiuni, având în vedere comportarea specifică a grinzii mixte (clasa secţiunii poate fi diferită în câmp faţă de reazeme). În cazul secţiunilor din clasa 4 de secţiuni, se va ţine seama de secţiunea efectivă de oţel, conform SR EN 1993-1-5.

Dala de beton (armat sau precomprimat) îndeplineşte următoarele roluri, în cazul podurilor cu secţiune compusă oţel – beton cale sus, pe grinzi cu inimă plină, figura 8.2: - face parte din talpa superioară a grinzilor metalice (2); - face parte din tălpile superioare ale antretoazelor, când între acestea şi dală este realizată conlucrarea (3); - fixează talpa comprimată a grinzii metalice (4); - acţionează ca o diafragmă pentru a transmite încărcările orizontale la reazeme (5); - contribuie la repartiţia transversală a încărcărilor între grinzile principale (6).

Lăţimea activă de dală

Lăţimea de conlucrare a dalei cu grinda metalică este în general diferită de lăţimea reală a acesteia (distanţa între grinzile metalice), mai ales când lăţimea reală este mare, deoarece eforturile unitare de compresiune în dală sunt variabile, fiind maxime în dreptul grinzii metalice şi descrescând spre mijlocul distanţei între grinzi.

183

Fig. 8.2

Fig. 8.3. Lăţimea de conlucrare a dalei

Lăţimea de conlucrare a dalei se defineşte ca fiind lăţimea pe care volumul de eforturi unitare de compresiune, considerate distribuite uniform şi egale cu efortul maxim în dală în dreptul grinzii metalice, este egal cu volumul eforturilor unitare de compresiune, variabile, acţionând pe lăţimea reală a dalei, figura 8.3 (aria ACDEF este egală cu aria GHJK).

Pentru simplificarea calculelor de rezistenţă şi stabilitate (stări limită de exploatare

şi oboseală) se înlocuieşte lăţimea reală a plăcii (solicitată neuniform) printr-o lăţime redusă (solicitată uniform) denumită lăţime activă (efectivă) la încovoiere. Lăţimea activă de dală (SR EN 1994-2:2006)

În câmp şi pe reazemele intermediare:

∑+= ei0eff bbb . (8.1) Pe reazemele finale:

∑ ⋅β+= eii0eff bbb , (8.2)

184

unde: 0b este distanţa între axele conectorilor marginali;

8Lb e

ei = , dar nu mai mare decât ib , în care ib este distanţa de la conectorul

marginal până la un punct situat la jumătatea distanţei dintre două inimi adiacente, măsurată pe linia mediană a tălpii de beton, cu excepţia că lângă o latură liberă, distanţa ib este până la latura liberă;

0,1)bL

025,055,0(i

ei ≤+=β ;

eL se ia conform figurii 8.4.

Legendă: 1) eff,11e b pentru L85,0L =

2) eff,221e b pentru )LL(25,0L +=

3) eff,12e b pentru L70,0L =

4) eff,23e b pentru L 2L =

Fig. 8.4

Determinarea coeficientului de echivalenţă Pentru determinarea caracteristicilor secţionale ale secţiunilor compuse, se foloseşte metoda secţiunii transformate, în care secţiunea transversală neomogenă oţel beton se echivalează cu o secţiune omogenă prin transformarea secţiunii betonului din dală într-o secţiune echivalentă de oţel. Această transformare se realizează prin intermediul coeficientului de echivalenţă, care reprezintă raportul între modulul de elasticitate al oţelului şi al betonului, funcţie de natura încărcărilor ce acţionează asupra structurii compuse considerate.

185

Încărcări de scurtă durată

cm

a0 E

En = (8.3)

unde: aE este modulul de elasticitate al oţelului din grinda metalică; Ecm - modulul de elasticitate secant al betonului din dală. Încărcări permanente şi temporare de lungă durată

Coeficientul de echivalenţă pentru încărcări de lungă durată se calculează cu

formula: ))t,t(1(nn 0L0L ϕ⋅ψ+⋅= (8.4)

în care: Lψ este egal cu 1,1 pentru încărcări permanente; )t,t( 0ϕ - coeficientul curgerii lente. Observaţie:

În cazul construcţiilor civile, industriale şi agricole, la evaluarea secţiunii echivalente, coeficientul de echivalenţă n se va lua în funcţie de tipul acţiunii, tipul de stare limită şi de etapa de încărcare pentru care se face verificarea, astfel:

( )⎪⎩

⎪⎨

⎧=

i

i

i

n3...2n3

nn

unde: cm

ai E

En =

Ea - modulul de elasticitate al oţelului; Ecm - modulul de elasticitate secant al betonului.

În cazuri obişnuite, la proiectarea construcţiilor civile, industriale şi agricole, se acceptă în mod simplificat n=2ni, atât pentru încărcările de lungă durată, cât şi pentru încărcările de scurtă durată.

Etapele de construcţie Analizele globale pe structură vor fi efectuate separat, pentru acţiunile preluate numai de elementele structurale din oţel şi pentru cele preluate de secţiunea compusă oţel-beton - în acest caz folosind coeficientul de echivalenţă corespunzător, pentru încărcări de lungă sau de scurtă durată. Se prezintă în cele ce urmează câteva procedee de execuţie a grinzilor compuse oţel-beton pentru poduri.

Grinzi simplu rezemate, la care toate încărcările sunt preluate de elementul compus oţel-beton, figura 8.5.

Sunt realizate la elementele compuse prefabricate, care au grinda de oţel rezemată continuu în timpul turnării dalei de beton armat, sau la elementele compuse monolite care au grinda metalică prevăzută cu reazeme provizorii foarte dese. La aceste grinzi, toate încărcările (de scurtă durată şi de lungă durată), sunt preluate de secţiunea compusă.

- pentru încărcări de scurtă durată - pentru încărcări permanente şi de durată - pentru efectul contracţiei şi curgerii lente

186

Fig. 8.5

Grinzi simplu rezemate, la care greutatea proprie a grinzii de oţel şi

greutatea dalei de beton armat sunt preluate numai de grinda de oţel.

La aceste grinzi, se deosebesc două sau trei faze de lucru, funcţie de modul de execuţie. 1. Dacă nu se prevăd reazeme provizorii, figura 8.6.a, până la asigurarea conlucrării dalei de beton cu grinda de oţel, încărcările 1g , provenite din: greutatea grinzii de oţel, a dalei de beton şi a cofrajelor, sunt preluate numai de grinda de oţel. În faza a doua de lucru, figura 8.6.b, încărcările din greutatea moartă 2g şi încărcările utile u sunt preluate de elementul compus.

Fig. 8.6

Acest tip de grinzi compuse are eficienţă minimă, deoarece în grinda de oţel apar eforturi unitare apreciabile, momentul ei de inerţie fiind mult mai mic decât acela al secţiunii compuse. Soluţia este recomandată doar când nu este posibilă introducerea reazemelor provizorii (viaducte peste văi adânci, poduri peste râuri navigabile etc.).

187

2. Introducând unul sau două reazeme provizorii pentru grinda de oţel, figura 8.7, se obţine o reducere semnificativă a eforturilor unitare în aceasta din încărcările pe care le preia singură. În prima fază, figura 8.7.a, încărcările 1g , provenite din: greutatea grinzii de oţel, a dalei de beton şi a cofrajelor, sunt preluate de grinda de oţel continuă. În faza a doua, figura 8.7.b, după asigurarea conlucrării, se elimină reazemele intermediare, iar grinda compusă preia încărcările concentrate egale şi de semn contrar cu recţiunile reazemelor provizorii. În faza a treia, figura 8.7.c, grinda compusă preia greutatea moartă 2g şi încărcările utile u . Reazemele intermediare se pot înlătura atunci când betonul atinge 75% din rezistenţa cubică. Soluţia presupune acordarea unei atenţii deosebite pierderii stabilităţii tălpii comprimate a grinzii metalice pe reazemele intermediare, în faza turnării dalei de beton armat.

a)

b)

c)

Fig. 8.7

Clasificarea secţiunilor transversale ale grinzilor Sistemul de clasificare al secţiunilor definit în SR EN 1993-1-1 se aplică secţiunilor transversale ale grinzilor compuse oţel beton. Secţiunea transversală se clasifică în conformitate cu cea mai puţin favorabilă clasă a elementelor din oţel solicitate la compresiune. Clasa secţiunilor compuse oţel-beton depinde de semnul momentului încovoietor în acea secţiune.

188

O talpă comprimată din oţel, care este împiedicată să flambeze printr-o legătură efectivă cu o talpă din beton, prin intermediul conectorilor, poate fi considerată în clasa 1. Calculul momentului rezistent (capabil) Momentul capabil elastic

Analiza elastică a grinzilor mixte se bazează pe următoarele ipoteze:

• legătura dintre grinda metalică şi dala de beton este continuă şi nu există lunecare la interfaţa de contact oţel-beton;

• secţiunile plane rămân plane şi după deformare; • oţelul şi betonul se consideră materiale elastice.

Pe baza acestor ipoteze, secţiunea mixtă se poate considera ca fiind formată dintr-un material omogen echivalent în oţel.

Aria echivalentă în oţel, A1 se calculează cu relaţia:

n

hbAAA ceff

sa1⋅

++= (8.5)

în care: Aa - aria grinzii metalice; As = Asi+Ass - aria armăturii flexibile ( se poate neglija dacă placa de beton este în

zona comprimată a grinzii ); beff - lăţimea activă din placa de beton, cu rol de talpă a grinzii mixte. n - coeficientul de echivalenţă (funcţie de tipul încărcării). Calculul se poate efectua fie evaluând momentul capabil elastic (Mel.Rd) sau se pot

determina şi verifica tensiunile pe înălţimea secţiunii.

Calculul şi verificarea tensiunilor normale La secţiunile mixte betonul întins nu se ia în considerare la evaluarea rezistenţei

secţiunii mixte. A. Secţiunea mixtă în zona de moment pozitiv În calcul se neglijează armătura flexibilă din beton. În funcţie de poziţia axei neutre se pot analiza două situaţii:

a. axa neutră în grinda metalică, z>hc , figura 8.8; b. axa neutră în placa de beton armat, z<hc , figura 8.9.

Axa neutră în grinda metalică (fig. 8.8) Aria echivalentă în oţel a întregii secţiuni se calculează cu relaţia:

n

hbA

nA

AA ceffa

ca1

⋅+=+= (8.6)

Poziţia centrului de greutate al secţiunii echivalente în raport cu fibra superioară a plăcii, z, se obţine din relaţia:

( )

n/AA2

hn

hbhhzA

zca

cceffcacaa

+

⋅+++

= (8.7)

189

Momentul de inerţie al secţiunii echivalente în raport cu axa care trece prin centrul de greutate este:

( )2

cceff2cacaa

ca1 2

hzn

hbzhhzAnIII ⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛ −⋅

+−++++= (8.8)

în care Ia şi Ic sunt momentele de inerţie ale grinzii metalice, respectiv ale plăcii de beton în raport cu axele proprii de greutate.

Fig. 8.8. Axa neutră în grinda metalică Tensiunile pe înălţimea secţiunii sunt:

- în oţel:

( ) ay1

ai /fzhIM

γ≤−=σ (8.9.a)

( )[ ] aycac1

as /fhhzIM

γ≤+−=σ (8.9.b)

- în beton:

cck1

cs /f85.0zIn

Mγ≤=σ (8.9.c)

Axa neutră în placa de beton (fig. 8.9) Dacă valorile lui y calculate cu relaţia (8.7) rezultă mai mici decât hc, poziţia axei

neutre se determină cu relaţia:

( ) ccacaa

eff

effa h1hhz

nAb2

1bnAz ≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−++

⋅+= (8.10)

Aria secţiunii transversale echivalentă în oţel este:

n

zbA

nA

AA effa

ca1

⋅+=+= (8.11)

Momentul de inerţie al secţiunii echivalente va fi:

190

( )n3yb

zhhzAII3

eff2cacaaa1 +−+++= (8.12)

Fig. 8.9. Axa neutră în placa de beton

B. Secţiunea mixtă în zona de moment negativ (fig. 8.10)

Fig. 8.10. Secţiunea mixtă în zona de moment negativ Placa de beton fiind în acest caz în zona întinsă, nu se va lua în considerare în

calculul caracteristicilor de rezistenţă. Aria echivalentă în oţel a secţiunii active se va evalua cu relaţia : sssiasa2 AAAAAA ++=+= (8.13) Poziţia axei neutre se determină cu relaţia: ( )[ ] 2isissscacaa A/dAdAhhzAy ++++= (8.14) momentul de inerţie al secţiunii echivalente va fi: ( ) ( ) ( )2isi

2sss

2cacaaa2 dzAdzAzhhzAII −+−+−+++= (8.15)

191

Tensiunile pe înălţimea grinzii vor fi: - în oţel:

( ) ay2

ai /fzhIM

γ≤−=σ (8.16.a)

( )[ ] aycac2

as /fhhzIM

γ≤+−=σ (8.16.b)

- în armătura de la partea superioară:

( ) ssks2

ss /fdzIM

γ≤−=σ (8.16.c)

Momentul capabil elastic

Momentele capabile elastice se determină punând condiţia ca eforturile unitare normale pe înălţimea secţiunii grinzii mixte să fie egale cu cele limită admise, respectiv: fck/γc în beton, fy/γa în oţel şi fsk/γs în armătură.

Momentul capabil elastic pozitiv

Momentul capabil elastic pozitiv se determină din relaţia: [ ]cc

Rd.elai

Rd.elRd.el M;MminM =+ (8.17) unde:

ai

1

a

yaiRd.el z

IfM

γ= (8.18.a)

cs

1

c

ckccRd.el z

InfM ⋅

γ= (8.18.b)

Momentul capabil elastic negativ Momentul elastic se determină cu relaţia: [ ];M;MminM ss

Rd.elai

Rd.elRd.el =− (8.19) unde:

ai

2

a

yaiRd.el z

IfM

γ= (8.20.a)

ss

2

s

skssRd.el z

IfM

γ= (8.20.b)

Momentul rezistent plastic Pentru evaluarea momentelor plastice se consideră următoarele ipoteze:

• interacţiune totală între grinda metalică şi placa de beton; • întreaga secţiune a grinzii metalice se plastifică (atât zona întinsă, cât şi zona

comprimată), tensiunile în oţel fiind egale cu rezistenţa de calcul la curgere fyd (egală cu fy/γa), din întindere sau compresiune;

• tensiunile în betonul comprimat au valoarea limită 0.85 fcd = 0.85 fck/γc, constant pe toată înălţimea zonei comprimate ;

192

• în armătura flexibilă din dala de beton armat solicitată la întindere, tensiunile vor fi fsk/γs , armătura flexibilă din dala comprimată se poate neglija.

Noţiunile de „conectare totală” şi de „conectare parţială” se aplică doar grinzilor la

care capacitatea de rezistenţă la încovoiere a secţiunilor critice se determină utilizând calculul plastic. O deschidere a unei grinzi, sau a unei console, are o conectare totală atunci când majorarea numărului de conectori nu conduce la mărirea rezistenţei la încovoiere a elementului. În figura 8.11 se prezintă distribuţiile caracteristice ale eforturilor unitare în domeniul plastic, în cazul unei grinzi compuse, cu conectare totală, supusă la moment încovoietor pozitiv, respectiv negativ.

Fig. 8.11

Pentru secţiuni din oţel structural S420 sau S460, atunci când înălţimea zonei comprimate a plăcii este cuprinsă între 15% şi 40% din înălţimea totală a elementului, momentul capabil de calcul RdM se consideră β Rd,plM , unde coeficientul de reducere β este indicat în figura 8.12.

Fig. 8.12

Momentul rezistent plastic pentru o secţiune supusă la moment încovoietor pozitiv

Axa neutră se determină cu relaţia:

193

cckeff

aya1 /f85.0b

/fAz

γ⋅

γ⋅= (8.21)

Axa neutră în dala de beton (figura 8.13)

Dacă z=z1 < hc , axa neutră se află în dala de beton.

Fig. 8.13. Axa neutră în dala de beton

Rezultanta tensiunilor de compresiune din beton, Nc este egală cu rezultanta tensiunilor de întindere din oţel, Na:

cckefff,c /f85.0zbN γ⋅⋅= (8.22.a) ayaa /fAN γ⋅= (8.22.b)

Momentul rezistent plastic se determină cu relaţia:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

γ=+

2zh

fAM s

a

yaRd,pl (8.23)

Axa neutră în grinda metalică (figura 8.14)

Dacă z1 determinat cu relaţia (8.21) rezultă mai mare decât hc , axa neutră plastică

se află în grindă şi se determină cu relaţia: z=hic+ts+hac+hc (8.24)

194

Fig. 8.14. Axa neutră în grinda metalică Înălţimea inimii din zona comprimată, hic se obţine din ecuaţia de proiecţie:

ayi

aytscckceffayaic /ft2

/fA2/f85.0hb/fAh

γ

γ−γ−γ= (8.25)

Rezultantele blocurilor de tensiuni sunt:

cckcefff,c /f85.0hbN γ= (8.26.a) ayat,a /fAN γ= (8.26.b) ay

'ac,a /fA2N γ= (8.26.c)

Aria zonei comprimate, A’a , rezultată din ecuaţia de proiecţie este:

ay

ackceffaya'a /f2

/f85.0hb/fAA

γ

γ−γ= (8.27)

Valoarea momentului rezistent plastic se poate evalua cu relaţia:

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ −γ

−⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ −γ

=+

2hh

fA2

2hh

fAM c'

sa

y'a

cs

a

yaRd.pl (8.28)

Momentul rezistent plastic pentru o secţiune

supusă la moment încovoietor negativ (figura 8.15)

În acest caz placa de beton se află în zona întinsă; betonul fiind fisurat nu se va lua în calcul.

195

Fig. 8.15. Secţiune compusă supusă la moment negativ

Rezultantele eforturilor sunt:

sskss /fAN γ= (8.29.a) ayac,a /fAN γ= (8.29.b)

ay"at,a /fA2N γ= (8.29.c)

Arie zonei întinse a grinzii metalice se poate calcula cu relaţia:

ay

ssksaya"a /f2

/fA/fAA

γ

γ−γ= (8.30)

Valoarea momentului rezistent plastic va fi:

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ −γ

−⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ −γ

=−

2hh

fA2

2hh

fAM c'

sa

y"a

cs

a

yaRd.pl (8.31)

Momentul capabil neliniar la încovoiere

În cazul în care momentul capabil la încovoiere al secţiunii compuse se determină

printr-un calcul neliniar, trebuie să se ia în considerare relaţiile efort unitar – deformaţii specifice ale materialelor: SR EN 1992-1, punctul 3.1.7 pentru betonul comprimat, SR EN 1992-1, punctul 3.2.7 pentru armătură, respectiv SR EN 1993-1-1, punctul 5.4.3(4) pentru oţelul structural).

Pentru secţiunile de clasă 1 şi 2 cu placă de beton comprimată, momentul capabil

neliniar la încovoiere se determină funcţie de forţa de compresiune din beton cN , utilizând relaţiile (8.32), (8.33), (8.34) şi figura 8.16

196

Fig. 8.16: 1. execuţie cu sprijiniri, 2. execuţie fără sprijiniri

el,c

cEd,aRd,elEd,aRd N

N)MM(MM ⋅−+= pentru el,cc NN ≤ (8.32)

el,cf,c

el,ccEd,elRd,plEd,elRd NN

NN)MM(MM

−

−⋅−+= pentru f,ccel,c NNN ≤≤ (8.33)

unde: Ed,cEd,aRd,el MkMM ⋅+= (8.34) în care: Ed,aM - momentul încovoietor de calcul aplicat secţiunii de oţel; Ed,cM - momentul încovoietor aplicat secţiunii compuse; K - factorul pentru atingerea efortului unitar limită, conform SR EN 1994-1;2; el,cN - forţa de compresiune în placa de beton, corespunzătoare momentului Rd,elM .

Calculul la acţiunea forţei tăietoare

Forţa tăietoare verticală capabilă plastică

Forţa tăietoare verticală capabilă plastică Rd,plV se ia egală cu forţa tăietoare

capabilă a secţiunii de oţel Rd,a,plV , considerând că întreaga forţă tăietoare este preluată de inima profilului metalic (calculul secţiunii mixte la acţiunea forţei tăietoare se face după prevederile din SR EN 1993-2), cu excepţia cazului în care se determină valoarea contribuţiei la forţă tăietoare a componentei de beton armat.

Forţa tăietoare capabilă la flambaj

Forţa tăietoare capabilă la flambaj Rd,bV a inimii de oţel se determină conform SR

EN 1993-1-5, punctul 5.

Încovoierea cu forţă tăietoare Este necesar să se ţină seama de influenţa forţei tăietoare asupra momentului

capabil rezistent al grinzii, având în vedere faptul că în dreptul reazemelor intermediare (în cazul grinzilor continue) forţa tăietoare are, în general, valori ridicate, astfel încât inima

197

grinzii metalice nu mai are capacitatea de a participa şi la preluarea momentului încovoietor.

Forţa tăietoare capabilă RdV este indicată de valoarea minimă între Rd,plV şi Rd,bV . În cazul în care forţa tăietoare verticală EdV depăşeşte RdV5.0 , se ţine seama de influenţa forţei tăietoare asupra momentului capabil.

Pentru secţiuni de clasă 1 sau 2, momentul încovoietor rezistent de calcul se va micşora prin evaluarea acestuia cu un efort unitar de calcul redus pe zona ariei de forfecare (figura 8.17), la valoarea:

yd

'yd f)1(f ρ−= (8.35)

unde: 2

Rd

Ed 1VV2

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=ρ

Fig. 8.17

Conectori. Conectarea la lunecare Elementele de legătură sunt solicitate de forţele de lunecare care apar între dală şi grinda metalică, produse de încărcările ce solicită secţiunea compusă oţel-beton. Conectorii de lunecare trebuie să aibă o suficientă capacitate de deformaţie pentru a asigura orice redistribuire a forţelor de lunecare. Conectorii de lunecare ductili sunt conectorii cu suficientă capacitate de deformare care să justifice comportarea ideal plastică a conexiunii în structura considerată. Eficacitatea maximă a grinzilor cu secţiune compusă oţel - beton se obţine atunci când nu există lunecare pe suprafaţa de contact dintre cele două elemente componente – betonul şi componenta metalică. Conlucrarea dintre dală şi grindă se realizează prin aderenţa ce se naşte între cele două elemente în contact (dala de beton şi talpa superioară a grinzii de oţel), pe de o parte, iar pe de altă parte, prin intermediul elementelor de legătură speciale dispuse între cele două materiale componente ale grinzii compuse. La structurile compuse de poduri nu se ţine cont de aderenţa dintre beton şi grinda metalică, deoarece această aderenţă se distruge prin acţiunea dinamică a convoaielor. Astfel, conectorii sunt elemente strict necesare pentru împiedicarea lunecării dintre dala de beton şi structura metalică, făcând ca acestea să conlucreze ca un tot unitar.

Elementele de legătură sunt solicitate de forţele de lunecare ce apar la suprafaţa de contact beton – oţel. Forţele de lunecare sunt influenţate de: acţiunile de scurtă şi de lungă durată, curgerea lentă a betonului, contracţia betonului, diferenţa de temperatură între beton şi oţel.

198

Pentru prevenirea ridicării dalei de beton, conexiunea va fi dimensionată să reziste la forţa nominală ultimă de tracţiune, perpendicular pe planul grinzii metalice, sau, cel puţin 0,1 din forţa de calcul la forfecare a conectorilor.

Rezistenţa caracteristică (capacitatea portantă caracteristică) a unui conector este egală cu forţa maximă aplicată în direcţia considerată (în cele mai multe cazuri paralelă cu interfaţa oţel-beton) care poate fi suportată de conector până la rupere.

Rezistenţa de calcul (capacitatea portanta de calcul) se obţine din relaţia: vRkRd /PP γ= (8.36)

unde vγ este coeficientul parţial de siguranţă pentru rezistenţa conectorilor, egal cu 1,25 (sau mai mare, în cazul conectorilor neductili).

La alegerea materialului pentru realizarea conectorilor se va ţine cont de comportamentul cerut pentru aceştia si de metoda de fixare pe elementul de oţel.

În principiu, conectorii ductili sunt definiţi ca fiind conectorii care prezintă o capacitate de deformare suficientă pentru a justifica ipoteza unui comportament plastic ideal al conexiunii. Practic, conectorii care posedă o capacitate de deformare, în valoare caracteristică superioară sau egală cu 6 mm, pot fi consideraţi ca fiind ductili, figura 8.18.

Fig. 8.18

Încercările experimentale arată ca aceasta condiţie este îndeplinită de către conectorii de tip gujon cu cap (tije cilindrice verticale, sudate la baza si prevăzute la partea superioară cu un cap) în condiţiile în care aceştia prezintă o lungime totală de cel puţin 4 ori mai mare decât grosimea tijei, a cărei diametru trebuie sa fie cuprins intre 16 si 22 mm. În EC 4 se definesc conectorii neductili ca fiind cei care nu îndeplinesc condiţiile specificate pentru conectorii ductili, considerând că rezistenţa de calcul la forfecare a unui conector este atinsă înainte ca acesta să aibă posibilitatea să se deformeze suficient. În practică, conectorii de tip tacheţi (din oţel lat, pătrat sau cornier), figura 8.19, pot fi consideraţi ca fiind neductili (rigizi), singura posibilitate de deformare provenind din strivirea betonului cu care tachetul se află în contact. Conectorii de tip gujon pot fi consideraţi ca fiind neductili în măsura în care nu sunt respectate prevederile constructive specificate.

Fig. 8.19. Conectori neductili

Pentru conectorii ductili trebuie respectate următoarele condiţii: fu / fy≥1,2 ;

199

alungirea la rupere, măsurată pe o lungime între repere de 5,65 0A , ( 0A reprezentând aria iniţială a secţiunii transversale) nu trebuie să fie mai mică de 12%.

Cei mai utilizaţi conectori ductili sunt conectorii gujon (dorn), figura 8.20.

Fig. 8.20. Conectori dorn

Dornul este unul din cele mai simple elemente de legătură, care permite fixarea prin sudură automată, figura 8.20.

Datorită bunei comportări în exploatare dar mai ales pentru simplitatea montării lor, care asigură o mare productivitate, conectorii tip dorn s-au dovedit a fi cele mai preferate elemente de legătură din ultimele decenii. Dornul constă dintr-o tijă metalică cilindrică, prevăzută cu un cap care joacă rolul de element de ancorare iar la capătul opus prelucrată sub formă de con (pentru a asigura o sudură penetrată). Conectorii dorn tip Nelson sunt cei mai utilizaţi conectori dorn; aceştia au următoarele caracteristici mecanice şi geometrice (pentru cele mai utilizate tipuri de conectori dorn), tabelul 8.1:

Tabelul 8.1

Oţel Limita de curgere fy [N/mm2]

Rezistenţa ultimă de rupere fu

[N/mm2] fu/fy

Alungirea la rupere [%]

S235 J2G3 min 350 min 450 1,28>1,2 min 15

Dimensiuni [mm]

φ l2 d1 d2 d3 k h 16 50, 75, 100, 125 15,87 31,7 21,0 8,0 7,0 19 75, 80, 100, 125, 150 19,05 31,7 24,0 10,0 9,0 22 90, 100, 125,150,175 22,22 34,9 28,0 10,0 10,0 25 100, 125, 150, 175 25,40 40,9 30,5 12,7 10,0

200

Fazele tehnologice pentru sudarea electrică a conectorilor tip gujon sunt prezentate în figura 8.21.

Fig. 8.21. Sudarea conectorilor

Forţa de lunecare capabilă de calcul

Forţa de lunecare capabilă de calcul a unui dorn cu cap sudat automat, în conformitate cu EN 14555, se determină ca valoare minimă între:

v

2u

Rd4/df8,0P

γ⋅π⋅⋅

= (8.37.a)

v

cmck2

RdEfd29,0

Pγ⋅⋅α⋅

= (8.37.b)

în care:

⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ +=α 1d

h2,0 sc pentru 4d/h3 sc ≤≤ (8.38.a)

1=α pentru 4d/hsc > (8.38.b) unde: vγ este coeficient parţial de siguranţă. Valoarea indicată în anexa naţională este 1,25; d este diametrul tijei dornului, cuprins între 16 şi 25 mm; fu este rezistenţa la întindere ultimă a dornului (nu mai mare de 500 N/mm2); fck este rezistenţa caracteristică cilindrică a betonului la vârsta considerată; hsc =l2 este înălţimea totală a dornului. Numărul elementelor de legătură se determină raportând forţa de lunecare longitudinală totală de la interfaţa oţel-beton, la forţa de lunecare capabilă de calcul a unui dorn.

201

Rd

ji

PL

n −∑= (8.39.a)

jiechiv

jimed

ji ISV

L −

−

− Δ⋅⋅

= (8.39.b) unde: - S – momentul static al dalei echivalate în oţel faţă de centrul de greutate al întregii secţiunii echivalente; - ji−Δ - lungimea pentru care se calculează numărul de conectori;

- jimedV − - forţa tăietoare medie pe lungimea i-j.

Observaţie: Forţa tăietoare se evaluează pe faze de încărcare, respectiv tip de încărcare şi corespunzător se calculează momentul static şi forţa de lunecare, lunecarea totală fiind egală cu suma lunecărilor parţiale.

Oţelul beton

Pentru oţelul din care se confecţionează armatura flexibilă se respectă prevederile din EC 2, punctul 3.2. Comportarea armăturilor depinde de următoarele proprietăţi:

limita de curgere caracteristică (fyk sau f0,2k); limita de curgere maximă, reală (fy,max); rezistenţa la rupere (ft); ductilitate ( ukε şi ft/fyk);

capacitatea de îndoire; caracteristicile de aderenţă (fR); dimensiunile secţiunii şi toleranţe; rezistenţa la oboseală; sudabilitate; rezistenţa sudurii pentru plase sudate şi carcase

Tipul de armatură este indicat prin valoarea limitei de elasticitate caracteristică fsk

[N/mm2], tabelul 8.2.

Tabelul 8.2

Armătura S 220 S 420 S 500

fsk [N/mm2] 220 420 500

Valoarea maximă a limitei de curgere a armăturilor, prevăzută în EC 2 este:fyk,max = 600 MPa. Limita de curgere reală, fymax, nu trebuie să depăşească 1,3fyk. Armăturile trebuie să aibă o comportare la îndoire stabilită prin standarde de produs şi de încercări, şi prin cerinţele cuprinse în tabelul 8.3. Armătura trebuie sa aibă o ductilitate adecvată, definită ca raport între rezistenţa la rupere şi limita de curgere (ft/fy)k şi alungirea la forţă maximă, ukε , tabelul 8.3.

202

Tabelul 8.3 Caracteristici/produs Bare şi sârme Plase sudate Clasa de rezistenţă A B C A B C

Fractil[%]

Limita de curgere caracteristică (fyk sau f0,2k), [MPa]

400 - 600 5

k=(ft/fy)k ≥1,05 ≥1,08 ≥1,15 <1,35 ≥1,05 ≥1,08 ≥1,15

<1,35 10

Alungirea la forţă maximă ukε [%] ≥2,5 ≥5,0 ≥7,5 ≥2,5 ≥5,0 ≥7,5 10

Rezistenţa la oboseală pt N=2·106 cicluri de solicitare, cu o limită maximă mai mică decât 0,6·fy

150 100 10

Rezistenţa la forfecare - 0,3 A fyk, unde A este aria sârmei minim

Factor de profil (aderenţă)

fR

Diametru bare, mm 5-6 6,5-12 >12

0,035 0,04

0,056

min. 5

În tabelul 8.4 sunt exemplificate caracteristicile de suprafaţă şi o comparaţie a

proprietăţilor câtorva tipuri de armături (S500, clasele de rezistenţă A, B, C). Tabelul 8.4

Armătura fyk sau f0,2k [MPa] k=(ft/fy)k ukε [%]

S500A

500 1,05 2,5

S500B

500 1,08 5

S500C

500 >1,15 ≤1,30 7,5

Proprietăţile privind sudabilitatea armăturilor, metodele de sudare şi exemple de

aplicare, conform EN 10080, sunt date în tabelul 8.5. Pentru modulul de elasticitate longitudinal Es, conform EC 4, punctul 3.2.2, se poate

lua simplificat valoarea pentru oţelul structural, adică 210 kN/mm², diferită de cea prevăzuta în EC 2, de 200 kN/mm².

Valoarea coeficientului de dilatare termică liniară αT, poate fi luată simplificat de 12 x 10-6/°C.

Valoarea medie a densităţii materialului se consideră egală cu 7850 kg/m3. Proiectarea se face utilizând aria nominală a secţiunii transversale a armăturii.

203

Tabelul 8.5

Cazul de încărcare Metoda de sudare Bare întinse1) Bare comprimate1)

Sudare cap la cap prin topire intermediară

Îmbinare cap la cap

Sudare cu arc electric cu electrod învelit şi sudare cu arc electric cu sârmă tubulară fără gaz protector

Îmbinare cap la cap pentru Ø ≥ 20 mm, prin suprapunere, prin încrucişare3), cu armăturile din alte elemente

Sudare cu arc electric în mediu de gaz protector cu electrod fuzibil

Îmbinare cu eclise, prin suprapunere, prin încrucişare3), cu armăturile din alte elemente

Sudare prin frecare -

Îmbinare cap la cap pentru Ø ≥ 20 mm

Predominant static

Sudare electrică prin presiune în puncte

Îmbinare cap la cap cu armăturile din alte elemente

Sudare cap la cap prin topire intermediară

Îmbinare prin suprapunere2),4) Îmbinare prin încrucişare2),4)

Sudare cu arc electric cu electrod învelit -

Îmbinare cap la cap pentru Ø ≥ 14 mm

Nepredominant static

Sudare cu arc electric în mediu de gaz protector cu electrod fuzibil

- Îmbinare cap la cap pentru Ø ≥ 14 mm

1) bare având acelaşi diametru nominal 2) raport admis pentru diametre diferite ≥ 0,57 3) pentru îmbinări de rezistenţă Ø ≤ 16 mm 4) pentru îmbinări în zona reazemelor Ø ≤ 28 mm Betonul

Cu toate că betonul este un material puternic eterogen, se acceptă ipoteza privind comportarea mecanică corespunzătoare unui material omogen. Rezistenţele betonului, funcţie de clasa acestuia, sunt date în tabelul 8.6. Conform EC 4-2, pentru structurile compuse se recomandă beton cu clasa cuprinsă între C20/25 şi C60/75. În notarea clasei de beton (de exemplu C30/37) primul număr reprezintă rezistenţa pe cilindru în MPa, iar al doilea număr reprezintă rezistenţa pe cub corespunzătoare.

Semnificaţia notaţiilor folosite in tabelul 8.6 este:

fck - rezistenţa caracteristică a betonului la compresiune pe cilindrii Ø150xH300 mm, determinată la 28 zile; fck, cube - rezistenţa caracteristică a betonului la compresiune pe cuburi cu latura de 150 mm, determinată la 28 zile; fcm - rezistenţa medie a betonului la compresiune, determinată la 28 zile; fctm - rezistenţa medie la tracţiune;

204

fctk 0,05 - rezistenţa caracteristică la tracţiune cu risc de 5%; fctk 0,95 - rezistenţa caracteristică la tracţiune cu risc de 95%. Tabelul 8.6

Clase de rezistenţă pentru beton 20/25 25/30 30/37 35/45 40/50 45/55 50/60 55/67 60/75

1 fck (MPa) 20 25 30 35 40 45 50 55 60

2 fck, cube (MPa) 25 30 37 45 50 55 60 67 75

3 fcm (MPa) 28 33 38 43 48 53 58 63 68

4 fctm (MPa) 2,2 2,6 2,9 3,2 3,5 3,8 4,1 4,2 4,4

5 fctk;0,05 (MPa) 1,5 1,8 2,0 2,2 2,5 2,7 2,9 3,0 3,1

6 fctk;0,95 (MPa) 2,9 3,3 3,8 4,2 4,6 4,9 5,3 5,5 5,7

7 Ecm (GPa) 30 31 32 34 35 36 37 38 39

8 clε (‰) 2,0 2,1 2,2 2,25 2,3 2,4 2,45 2,5 2,6

9 culε (‰) 3,5 3,2 3,0

10 2cε (‰) 2,0 2,2 2,3

11 2cuε (‰) 3,5 3,1 2,9 12 n 2,0 1,75 1,6 13 3cε (‰) 1,75 1,8 1,9

14 3cuε (‰) 3,5 3,1 2,9

Observaţie: Alternativ, pentru determinarea caracteristicilor betonului prezentate în tabelul 8.6, se pot folosi următoarele expresii analitice:

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

8ff ckcm += (MPa)

60/50Cf3,0f)3/2(

ckctm ≤⋅= ( )[ ] 60/50C10/f1ln12,2f cmctm >+⋅=

ctm05,0;ctk f7,0f ⋅= fractil 5%

ctm95,0;ctk f3,1f ⋅= fractil 95%

( )[ ] 3,0cmcm 10/f22E = ( cmf în MPa)

1cε (‰) 8,2f7,0 31,0cm <⋅=

1cuε (‰) ( )[ ]4cm 100/f98278,2 −+= pentru MPa50fck ≥

2cε (‰) ( ) 53,0ck 50f085,00,2 −+= pentru MPa50fck ≥

2ucε (‰) ( )[ ]4ck 100/f90356,2 −+= pentru MPa50fck ≥

( )[ ]4ck 100/f904,234,1n −+= pentru MPa50fck ≥

3cε (‰) ( )[ ]40/50f55,075,1 ck −+= pentru MPa50fck ≥

3ucε (‰) ( )[ ]4ck 100/f90356,2 −+= pentru MPa50fck ≥

205

9. RESTABILIREA CIRCULAŢIEI ÎN CAZUL PODURILOR AVARIATE

Întreruperea circulaţiei poate avea drept cauze apariţia unor defecte locale care pun

în pericol siguranţa circulaţiei, sau defecţiuni mari (avarii), care, în cazuri extreme pot să conducă la căderea în albie a tablierului. Soluţia în problema restabilirii circulaţiei pe un pod avariat depinde de condiţiile locale în care se află podul avariat şi de urgenţa cu care este necesar să se refacă structura podului avariat. În majoritatea cazurilor factorul economic este legat de pagubele pe care le poate aduce întreruperea circulaţiei asupra traficului de mărfuri şi călători. 9.1. RESTABILIREA PROVIZORIE În figura 9.1 sunt prezentate trei soluţii pentru restabilirea circulaţiei, cu folosirea tablierului avariat, respectiv: cu umplutură din stivă de traverse, prin umplutură cu palee şi prin susţinere transversală a tablierului. Primele două soluţii sunt mai rar utilizate deoarece îngreunează refacerea definitivă a podului, astfel încât se preferă soluţia constând în ridicarea la cotă a tablierului şi completarea panourilor deteriorate cu grinzi metalice de inventar.

Fig. 9.1. Restabiliri de circulaţie: a) cu stive de traverse; b) cu schelă; c) cu folosire parţială a tablierului

În figura 9.2 sunt prezentate soluţii pentru ridicarea tablierului din albie.

206

Fig. 9.2. Ridicarea tablierelor din albie: a) pe palee; b) stive; c) cu eşafodaj; d) cu vase Restabilirea provizorie se execută la podurile distruse de război, de viituri sau de alte accidente, în cazul când circulaţia trebuie restabilită într-un interval de timp mai scurt decât cel necesar pentru o restabilire definitivă sau în cazul când nu se dispune de potenţial de lucru şi de materialele necesare unei restabiliri definitive. La alegerea soluţiei de restabilire provizorie trebuie să se aibă în vedere şi soluţia definitivă, ţinându-se seama totodată şi de alte lucrări de care ar mai avea nevoie podul: consolidare, modificare, reconstrucţie şi sporire de căi. Calculul de economie se va face pentru ansamblul tuturor acestor lucrări, însă înaintea oricărui considerent primează, în general, durata execuţiei lucrărilor de restabilire. Experienţa a arătat că tablierele metalice căzute în văi oricât de adânci, nu s-au deteriorat pe toată întinderea lor, ci numai în punctele unde s-au izbit de corpuri rigide, astfel încât, în majoritatea cazurilor, epavele tablierelor metalice pot fi refolosite prin reparare. De aceea este foarte important ca, mai înainte de a se alege soluţia de restabilire provizorie, să se stabilească cu precizie care părţi din suprastructura metalică se vor putea refolosi şi

207

anume dacă repararea se poate face sub circulaţie, pe şantier în afara circulaţiei, sau într-un atelier. Se recomandă ca, sub circulaţie, să se repare numai tablierele care au ca lipsă o singură extremitate (fig. 9.3, deschiderea centrală), deoarece intercalarea unor tronsoane intermediare sub circulaţie (fig. 9.4, deschiderea a doua) este o operaţie foarte delicată care cere întreruperi mari ale exploatării podului.

Fig. 9.3. Schema restabilirii unui pod metalic cu trei deschideri, având tablierele deschiderilor laterale căzute şi tablierul deschiderii centrale deteriorat la un singur capăt

Fig. 9.4. Schema restabilirii unui pod metalic cu două deschideri având un tablier complet distrus şi al doilea deteriorat în mijloc

208

a) Restabilirea provizorie în variantă

Restabilirea provizorie în variantă se execută în cazul când distrugerea podului

vechi a fost foarte mare şi deblocările cer un interval de timp prea lung, cum şi în cazul când se prevede că restabilirea definitivă nu se va putea executa sub circulaţie şi va fi sigur nevoie de executarea unei variante.

La unele poduri importante, în regiuni accidentate, se recomandă să se prevadă chiar de la proiectare, posibilitatea executării unei variante necesare pentru o eventuală restabilire sau pentru reconstrucţie.

b) Restabilirea provizorie pe traseul vechi

Restabilirea provizorie pe traseul vechi se execută, în general, când poate fi mai

rapidă decât executarea unei variante, sau când nu se dispune de grinzi pentru provizoriul din variantă, în timp ce podul vechi mai are părţi însemnate nedistruse.

După felul cum se procedează cu părţile căzute (epave) ale podurilor cu grinzi drepte, se disting următoarele alternative, a căror aplicare se poate face şi mixt:

1. Epava se îndepărtează şi în locul ei se execută un pod provizoriu (fig. 9.4, prima

deschidere). În acest mod se procedează când epava nu se mai poate refolosi decât ca fier vechi sau când se constată că reparaţia epavei nu se mai poate executa decât în afară de circulaţie.

2. Epava se ridică la nivelul iniţial, se susţine pe infrastructuri provizorii şi se redă circulaţiei (fig. 9.3 şi 9.4). Astfel se procedează când se constată că epava se va putea repara sub circulaţie sau când se prevede că podul se va definitiva cu ajutorul unei variante.

O parte din eşafodajul de ridicare se va putea folosi şi pentru susţinerea epavei sub circulaţie, însă se recomandă să nu se recurgă la acest procedeu, din cauza dificultăţilor de introducere a susţinerilor transversale respective. Este mai bine să se execute dispozitivele de ridicare separat de paleele de susţinere a podului sub circulaţie (fig. 9.6). Ridicarea tablierelor căzute se face cu prese hidraulice cu stive de traverse (fig. 9.5) sau cu palane acţionate de trolii montate pe rambleu, pe culee, pe tablier (fig. 9.6) sau pe dispozitive speciale construite de o parte şi de alta a tablierului (fig. 9.7). Tablierele mai uşoare se pot ridica şi cu vinciuri sau cu macarale.

Fig. 9.5. Ridicarea unei epave de tablier metalic cu ajutorul

preselor montate pe stive de traverse

209

3. Epava se lasă în locul în care a căzut sau se calează pe stive de traverse şi peste ea

se execută un pod provizoriu cu infrastructura rezemată pe epavă, de o parte şi de alta a epavei sau prin epavă (cu piloţii bătuţi printre barele epavelor de tabliere metalice. Astfel se procedează când epava nu se mai poate refolosi decât ca fier vechi, sau când se constată că restabilirea definitivă nu se putea executa decât cu ajutorul unei variante.

Fig. 9.6. Ridicarea unei epave de tablier metalic cu ajutorul

palanelor montate pe tablierul adiacent rămas bun

Fig. 9.7. Ridicarea unei epave de tablier metalic cu ajutorul palanelor montate pe dispozitive speciale

În figurile 9.8, 9.9, 9.10 şi 9.11 sunt prezentate soluţii de restabilire a circulaţiei la

poduri avariate în timpul celui de-al doilea război mondial.

210

Fig. 9.8. Restabilirea circulaţiei: Viaductul Larion

211

Fig.9.9. Restabilirea circulaţiei: Viaductul Tunel

Fig.9.10. Restabilirea circulaţiei la un viaduct cu patru deschideri egale

212

Fig. 9.11. Restabilirea circulaţiei: Viaductul Roşia 9.2. RESTABILIREA DEFINITIVĂ Restabilirea definitivă se execută la podurile distruse de război, de viituri sau de alte accidente. În cazul când circulaţia trebuie restabilită într-un interval de timp mai scurt decât cel necesar unei restabiliri definitive, sau, când nu se dispune de potenţialul de lucru necesar unei restabiliri definitive, se execută mai întâi o restabilire provizorie. La alegerea soluţiei de restabilire provizorie trebuie să se ţină seama şi de posibilităţile de restabilire definitivă, precum şi de alte lucrări de care ar mai avea nevoie podul: consolidare, modificare, reconstrucţie şi sporire de căi.

213

Restaurarea definitivă se poate face în variantă sau pe vechiul traseu (sub circulaţie sau cu circulaţia abătută pe o variantă). În toate aceste cazuri se va proceda ca şi la reconstrucţia podurilor. Se recomandă ca tablierele vechi în cale, distruse parţial, să se repare prin combinare cu părţi rămase bune din alte tabliere identice, care au fost distruse la acelaşi pod sau eventual chiar la alte poduri. Astfel se evită să se introduce oţel nou într-un tablier destinat unei apropiate declasări din cauza oboselii materialului vechi. 9.3. RECONSTRUCŢIA PODURILOR Reconstrucţia podurilor se execută când materialul din care este alcătuit podul s-a alterat în mod iremediabil sau când podul nu se mai poate adapta, prin mijloace obişnuite de consolidare şi modificare, la sporirile de sarcini şi gabarite. Reconstrucţia se poate face în variantă sau pe vechiul traseu (sub circulaţie sau cu circulaţie abătută pe o variantă). Se va căuta să se prevadă în proiectul de reconstrucţie folosirea tuturor părţilor care au rămas bune din podul vechi (fundaţii, zidării, tabliere, apărări, spargheţuri etc.). Când o cantitate importantă de elemente masive (bolţi, pile, culee sau numai fundaţiile lor) sunt în stare bună, reconstrucţia se va executa neapărat pe traseul vechi, într-o dispoziţie generală, obligată de aceste elemente. Tablierele care mai pot fi folosite la podul nou, fie în starea în care se află, fie prin consolidare, vor cere de asemenea anumite dispoziţii generale, chiar când reconstrucţia se execută în variantă. Se ajunge astfel ca să se execute uneori reconstrucţii de poduri după dispoziţii generale care nu s-ar fi adoptat dacă podul ar fi fost complet nou.

a) Reconstrucţia în variantă

Reconstrucţia în variantă este o lucrare identică cu lucrarea de construcţie a unui pod nou. La amplasarea pilelor podurilor care se reconstruiesc în ape curgătoare, trebuie să se ţină seama de poziţia pilelor vechi spre a nu se obstrua scurgerea apelor în timpul execuţiei. În acest caz, varianta se va amplasa de obicei în aval, astfel încât pilele noi să fie apărate de pilele vechi în timpul execuţiei, iar eventualele apărări de maluri ale podului vechi să poată folosi şi podului nou. Se vor lua informaţii dacă nu cumva podul vechi ar putea să folosească unei alte căi de comunicaţie cu sarcini utile, respectiv cu gabarite mai mici. În caz contrar, podul vechi se suprimă.

b) Reconstrucţia pe traseul vechi Reconstrucţia pe traseul vechi se execută, în general, când podul vechi mai are

unele fundaţii sau părţi masive, în stare bună, dar şi când executarea variantei ar fi prea costisitoare sau ar introduce curbe neadmise de exploatare.

1. Reconstrucţia pe vechiul traseu cu circulaţia abătută pe o variantă se aseamănă cu construcţia unui pod nou şi nu prezintă nimic specific.

2. Reconstrucţia pe vechiul traseu sub circulaţie este, în general, soluţia cea mai economică şi cea mai indicată pentru reconstrucţie, insă totodată şi cea mai delicată din punct de vedere tehnic.

Pilele şi culeele podului nou se pot executa în lumina deschiderilor podului vechi, în cazul când fundaţiile vechi nu se mai folosesc. În cazul când fundaţiile vechi se mai pot folosi, se degajă amplasamentul lor prin susţinerea tablierelor pe infrastructuri provizorii executate în lumina deschiderilor existente. În vederea acestor degajări se pot lansa

214

tabliere vechi, se pot introduce travee provizorii alcătuite din grinzi metalice sau pachete de şine. În figura 9.12 este indicat un pod provizoriu de degajare pentru reconstrucţia unui pod metalic de cale ferată, pe fundaţii existente.

Fig. 9.12. Pod provizoriu de cale ferată executat în vederea reconstrucţiei podului definitiv Se va examina întotdeauna dacă se poate găsi o dispoziţie raţională şi economică pentru podul nou, printr-o deplasare longitudinală a întregului pod. Tablierele noi se vor introduce în cale, în general, prin ripare. Schela de montare se va executa, în general, în aval, astfel încât să fie protejată, cel puţin parţial, atât de pilele noi cât şi de cele vechi, iar în caz de prăbuşire din cauza unor viituri neaşteptate, să nu producă afuieri ale infrastructurii podului. 9.4. PODEŢE ŞI PODURI PROVIZORII În figura 9.13 este prezentat un pod provizoriu realizat în varianta de grinzi gemene, secţiune dublu T alcătuită sudat.

Fig. 9.13. Pod provizoriu pe grinzi gemene, alcătuite sudat

215

Podul este prevăzut cu un trotuar de serviciu, realizat sub formă de consolă din lemn, fixată de grinzile principale şi de traverse, cu ajutorul unor buloane. Parapetul trotuarului trebuie plasat la o distanţă de 2.50 m de axa căii. Traversele trebuie fixate astfel încât să fie împiedicată deplasarea laterală sau ridicarea acestora de pe grinzi, fixare care se realizează prin chertare (1.5 cm) şi prindere cu ajutorul unor plăcuţe şi buloane, figura 9.14.

Fig. 9.14. Fixarea traverselor de grinzile metalice:

a) cu plăcuţe obişnuite; b) cu plăcuţe speciale.

Dacă podul provizoriu are o lungime mai mare de 20 m sau dacă se execută într-o curbă cu raza mai mică de 500 m este necesar sa se prevadă contraşine pentru împiedicarea deraierii, aceste contraşine se prelungesc de la capetele podului cu 10...15 m. Podurile provizorii metalice se execută de obicei din grinzi dublu T, alcătuite nituit sau sudat (grinzi de inventar), sub un fir se pot dispune 1...4 grinzi, aşezate simetric faţă de şină. Pentru a asigura conlucrarea între grinzi se prevăd legături transversale între acestea, obligatoriu pe reazeme şi la distanţa de 2...2,5 m între reazeme. Dacă numărul grinzilor este mai mare decât 4, sau dacă înălţimea grinzilor este mai mare de 500 mm se utilizează juguri orizontale şi verticale formate din traverse sau profile laminate (L, U), prinse cu buloane (tiranţi), figura 9.15 şi figura 9.16.

Fig. 9.15. Podeţ din profile I laminate

M

Fig. 9.16. Podeţ din profile I alcătuite sudat

216

În plan orizontal, rigiditatea podului provizoriu este asigurată prin contravântuiri care leagă între ele grinzile principale. Grinzile principale ale podului provizoriu se fixează în dreptul reazemelor cu ajutorul unor contrafişe, pentru a împiedica tendinţa de răsturnare a acestora, figura 9.17.

Fig. 9.17. Fixarea grinzilor în dreptul reazemelor În figurile 9.18 şi 9.19 sunt prezentate poduri provizorii realizate din grinzi gemene din profile laminate, respectiv secţiuni alcătuite sudat, la care şina descarcă pe grinzi prin intermediul unor chituci de lemn şi diafragme care leagă perechile de grinzi gemene.

Fig. 9.18. Pod provizoriu din grinzi gemene laminate

Fig. 9.19. Pod provizoriu din grinzi gemene cu secţiune alcătuită nituit

O altă posibilitate de realizare a podeţelor provizorii este cea care utilizează pachete de şine C.F., figurile 9.20, 9.21, 9.22. Aceste podeţe pot avea deschideri de cca. 4...4,5 m, respectiv lumina de 3...3,5 m, deschidere rezultată în urma calculului de rezistenţă.

217

Fig. 9.20. Podeţ provizoriu din pachete de şine (varianta I)

Fig. 9.21. Podeţ provizoriu din pachete de şine (varianta II)

Fig. 9.22. Podeţ provizoriu din pachete de şine (varianta III)

218

Un podeţ provizoriu tip U4 (U5) este prezentat în figura 9.23, care poate fi utilizat pentru înlocuirea provizorie a lonjeronilor deterioraţi.

Fig. 9.23. Podeţ provizoriu tip U4 (U5)

MONTAJUL PODURILOR

M

219

M

M

M

M

220

M

M

M

M

221

M

Akashi Kaikyo

M

Montaj pilon Golden Gate Bridge M

222

M

M

Podul Fremont - SUA (L=383 m)