Doctoral_nr3-4_2011

BULETINUL ŞTIINŢIFIC

AL

UNIVERSITĂŢII TEHNICE DE CONSTRUCŢII

BUCUREŞTI

SERIE NOUĂ

Nr. 3-4 Decembrie 2011

Disclaimer With respect to documents available from this journal neither T.U.C.E.B. nor any of its employees make any warranty, express or implied, or assume any legal liability or responsibility for the accuracy, completeness, or usefulness of any information, apparatus, product, or process disclosed. Reference herein to any specific commercial products, process, or service by trade name, trademark, manufacturer, or otherwise, does not necessarily constitute or imply its endorsement, recommendation, or favoring by the T.U.C.E.B. The views and opinions of authors expressed herein do not necessarily state or reflect those of T.U.C.E.B., and shall not be used for advertising or product endorsement purposes …………………………………………. …………………………………………. …………………………………………. Cu privire la documentele prezente în acest buletin, nici UTCB şi niciunul din angajaţii săi nu garantează, explicit sau implicit, şi nici nu îşi asumă vreo obligaţie legală sau responsabilitate pentru corectitudinea, caracterul complet sau utilitatea oricăror informaţii, aparate, produse sau procese prezentate. Orice referinţă care se face în documentul de faţă la produse comerciale, procese sau servicii, folosindu-se numele de marcă, numele producătorului sau altele de acelaşi tip nu constituie în mod necesar o susţinere, recomandare sau favorizare a acestora de către UTCB. Părerile şi opiniile autorilor, exprimate în documentul de faţă, nu reflectă în mod necesar părerile şi opiniile UTCB şi ele nu vor fi folosite pentru a face reclamă sau pentru a susţine vreun produs

CUPRINS

APLICAREA PACHETULUI DE PROGRAME SMS LA FENOMENUL DE DISPERSIE A CONTAMINANȚILOR ÎN OLTUL SUPERIOR, ÎN AVAL DE EFLUENTUL STAȚIEI DE EPURARE A MUNICIPIULUI MIERCUREA CIUC (JUDEȚUL HARGHITA) ............................................................................. 5 Ágnes-Ildikó Adorjáni (Darvas), János Darvas, Nicolai Sîrbu

IDENTIFICAREA ZONEI ȘI A PUNCTULUI DE INJECŢIE A POLUANŢILOR ÎN SISTEMELE DE DISTRIBUŢIE ............................................................................................................................................................ 11 Cosmin – Florin Andreica

FUNDAŢII DE TIP RADIER GENERAL CU ANCORAJE ÎN TEREN .................................................................. 19 Ştefan Ardelean

STUDIU DE CAZ PRIVIND FORŢA DE MUNCĂ ŞI DE CALIFICĂRI PE PIAŢA CONSTRUCŢIILOR: DESPRE ANGAJAŢI ŞI PRINCIPALELE MODIFICĂRI ÎN FORŢA DE MUNCĂ .............................................. 27 Claudia-Georgiana Badiu, Nicolae Postăvaru

STABILIREA SECŢIUNII EFICACE A ANTRETOAZEI UNUI POD METALIC RUTIER CU HOBANE CU DESCHIDERE MEDIE, ÎN CONFORMITATE CU PREVEDERILE DIN SR EN 1993 .................................. 44 Iuliana Bălan

STRUCTURI METALICE CU DESCHIDERE MARE. ÎNCERCĂRI EXPERIMENTALE PE ÎMBINĂRI CE NECESITĂ ATENŢIE SPORITĂ .............................................................................................................................. 52 Ștefan Mihai Burciu

REALIZAREA HĂRŢII VARIAŢIEI DE POLUANT ÎNTR-O REŢEA DE CANALIZARE ................................. 63 Ionut Cristian Ciutac, Anton Anton

INSTRUMENTE DE DEZVOLTARE SUSTENABILĂ ACTUALĂ A ROMÂNIEI PRIVIND COMUNITĂŢILE URBANE ŞI RURALE ............................................................................................................................................... 69

Adrian Cristescu

PROGRAM DE CALCUL PENTRU MIŞCAREA NEPERMANANTĂ ÎN SISTEME HIDRAULICE CU LICHIDE ŞI PUNGI MARI DE AER ........................................................................................................................ 76 Teodora Adelina Dache (Botescu)

VERIFICAREA LA VOALARE A UNEI INIMI CURBE ÎN CONFORMITATE CU SR 1911/98, SR EN 1993-1-5 ŞI AASHTO LRFD STUDIU DE CAZ: GRIDA CONTINUĂ PE 3 DESCHIDERI A UNUI TABLIER CURB CU STRUCTURĂ MIXTĂ OŢEL BETON ................................................................... 84 Marian Daraban

EVALUAREA DURATEI DE EXPLOATARE A PODURILOR METALICE FEROVIARE PE BAZA STUDIILOR DE TRAFIC .......................................................................................................................................... 98 Cristian Dima

DISPOZITIVE DE DISIPARE A ENERGIEI PENTRU CLĂDIRI DE PATRIMONIU CU STRUCTURĂ DIN ZIDĂRIE ÎNRĂMATĂ ÎN LEMN ................................................................................................................... 107 Andreea Duţu, Valentin Nicolae, Ana Maria Gonçalves

ANALIZA RISCURILOR ASOCIATE PROIECTULUI DE ÎNCHIDERE A IAZULUI VALEA STRAJEI PRIN METODA ARBORILOR PROBABILISTICI ................................................................................................ 113 Mihaela – Roxana Frăţilescu

STUDIU COMPARATIV ÎNTRE STRUCTURI CU ŞI FĂRĂ AMORTIZORI VÂSCOŞI ŞI CU FRECARE ..... 120 Diana- Martina Frumosu

EVALUAREA RENTABILITĂŢII AMENAJĂRILOR DE MICROHIDROCENTRALE ÎN SISTEM DE PARTENERIAT PUBLIC-PRIVAT ........................................................................................................................ 128 Eloriana Ganţă

STUDII DE SENSIBILITATE PENTRU O CLĂDIRE DE BIROURI REFLECTATE ÎN CALCULUL NECESARULUI DE ENERGIE PENTRU RĂCIRE .............................................................................................. 135 Anca Maria Ionescu

DETERMINAREA ZONELOR INUNDABILE PENTRU DEBITE CU DIFERITE PROBABILITĂŢI DE DEPĂŞIRE ............................................................................................................................................................... 144 Florentina Ioniţă

OPERAREA STAŢIILOR DE EPURARE COMPACTE ........................................................................................ 151 Anca Minescu

TUBURI HIBRIDE METAL/PAFC, CU SECŢIUNEA PĂTRATĂ CU PEREŢI SUBŢIRI, SUPUSE COMPRESIUNII AXIALE: PROIECTARE ŞI TESTE EXPERIMENTALE ........................................................ 157 Alexandru Moldoveanu

STUDIU PARAMETRIC PE UN MECANISM DISIPATIV HISTERETIC .......................................................... 167 Alin Constantin Neagu

ASPECTE PRIVIND DIMENSIONAREA LUCRĂRILOR DE FUNDARE PE PĂMÂNTURI ÎMBUNĂTĂŢITE PRIN JET GROUTING ............................................................................................................ 174 Claudia Nicolae

DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A CAPACITĂŢII UNEI ÎMBINĂRI CU ŞURUBURI SIRP ÎNTRE ELEMENTE DIN ALIAJE DE ALUMINIU ........................................................................................................... 181 Mircea Ioan Paraschiv

PARAMETRII TEHNOLOGICI PENTRU DIMENSIONAREA DECANTOARELOR LAMELARE ................. 187 Mihaela – Cristina Păun

STUDII ŞI CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND PROCESELE DE COAGULARE-FLOCULARE ....... 194 Violeta-Daniela Păun

DETERMINAREA RISCULUI LA INUNDAȚII PE UN SUB-BAZIN HIDROGRAFIC ..................................... 201 Adelina Elena Stoica

ESTIMAREA REZISTENŢEI LA OBOSEALĂ A MIXTURILOR BITUMINOASE AEROPORTUARE .......... 209 Claudia Surlea

DETERMINAREA REDUCERII CONSUMULUI BIOCHIMIC DE OXIGEN ÎN SCOPUL CUANTIFICĂRII FENOMENULUI DE AUTOEPURARE DIN REŢELELE DE CANALIZARE .................................................... 217 Georgiana Vasile

MODEL MATEMATIC PENTRU CALCULUL VARIATIEI CONCENTRATIEI DE FIER ÎNTR-O RETEA DE DISTRIBUTIE A APEI ........................................................................................................................ 222 Mariana Adina Voicu

ÎMBUNĂTĂŢIREA PROPRIETĂŢILOR MECANICE ŞI TERMICE ALE PRODUSELOR PENTRU CONSTRUCŢII - STUDIU DE CAZ ELEMENTE DE ARGILĂ ARSĂ WIENERBERGER POROTHERM PENTRU ZIDĂRIE STRUCTURALĂ .................................................................................................................... 227 Rodica Mărgărit

CONSIDERATII ENERGETICE ŞI ECOLOGICE ASUPRA MIJLOACELOR DE TRANSPORT CU MOTOARE HIBRIDE SAU ELECTRICE .............................................................................................................. 239 Ion Ionescu

FINANŢAREA SOCIETĂŢILOR COMERCIALE DE CONSTRUCŢII PRIN EMISIUNI DE ACŢIUNI - ALTERNATIVĂ PUŢIN ONEROASĂ IN RAPORT CU CREDITAREA ............................................................ 245 Marian Silviu Ionescu Vlăsceanu

BULETINUL ŞTIINŢIFIC AL U.T.C.B. nr 3-4/2011 5

APLICAREA PACHETULUI DE PROGRAME SMS LA FENOMENUL DE DISPERSIE A CONTAMINANȚILOR ÎN OLTUL SUPERIOR, ÎN AVAL

DE EFLUENTUL STAȚIEI DE EPURARE A MUNICIPIULUI MIERCUREA CIUC (JUDEȚUL HARGHITA)

SMS SOFTWARE PACKAGE APPLIED TO THE CONTAMINANT DISPERSION ON THE UPPER OLT RIVER, DOWNSTREAM OF THE

EFFLUENT FROM MIERCUREA CIUC WASTEWATER TREATMENT PLANT (HARGHITA COUNTY)

Ágnes-Ildikó ADORJÁNI (căsăt. DARVAS)1, János DARVAS2, Nicolai SÎRBU3

Rezumat: Municipiul Miercurea Ciuc, situat în partea sud-estică a județului Harghita, în centrul Depresiunii Ciucului, pe malul stâng al râului Olt, are o populație de 42.000 de locuitori. Funcționarea necorespunzătoare a stației de epurare a creat dezechilibre în râul Olt, receptorul apelor uzate parțial epurate. În vederea unui control mai riguros al fenomenului de poluare, s-a modelat numeric dispersia contaminanților în Olt pe un sector de circa 1.400 m în aval de punctul de evacuare al efluentului stației de epurare. Modelarea matematică s-a realizat cu pachetul de programe Surface Water Modeling System (SMS), elaborat de specialişti ai US Army, Engineer Research and Development Center. Modulul RMA2 din SMS s-a folosit pentru calculul hidrodinamicii râului, iar modulul RMA4 pentru transportul poluanților. Modelul matematic s-a calibrat pe baza măsurătorilor din teren. După numeroase rulări cu modulul RMA4, s-a constatat că, în condiții staționare la sursa punctiformă, dispersia poluanților se stabilizează pe sectorul analizat în circa o oră, în concordanță cu mecanismele convecției diferențiale și difuziei turbulente.

Cuvinte cheie: poluare, model numeric, hidrodinamica râului, transportul poluanților

Abstract: Miercurea Ciuc town, located in the southeastern part of Harghita County, in the center of Ciuc Depression, on the left bank of the Olt River, has a population of 42,000 inhabitants. The inadequate operation of the wastewater treatment plant has created imbalances in the Olt River, the receiver of the partially treated wastewater. In order to control the pollution phenomenon more rigorously, it was numerically modeled the contaminant dispersion in the Olt River, on a sector of about 1,400 m downstream of the discharge point of the effluent wastewater treatment plant came from. Mathematical modeling was performed with the Surface Water Modeling System (SMS) software package, developed by specialists from the U. S. Army Engineer Research and Development Center. The RMA2 module of the SMS was used to calculate the river hydrodynamics, and the RMA4 module for pollutant transport. The mathematical model was calibrated based on field measurements. After numerous runs of the RMA4 module, it has been observed that, under stationary conditions at the point source, the pollutant dispersion on the analyzed sector is stabilized in about one hour, in accordance with the mechanisms of differential convection and turbulent diffusion.

Keywords: pollution, numerical model, river hydrodynamics, pollutant transport 1 Expert, S.G.A. Harghita, doctorand la Universitatea Tehnică de Construcții București (PhD student at Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Hidraulică și Protecția Mediului (Hydraulics and Environmental Protection Department) 2 Inginer șef (chief engineer), S.G.A. Harghita, doctorand la Universitatea Tehnică de Construcții București (PhD student at Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Hidraulică și Protecția Mediului (Hydraulics and Environmental Protection Department) 3 Șef. lucr.dr.ing., Universitatea Tehnică de Construcții București (Lecturer at Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Inginerie Hidrotehnică (Hydraulic Engineering Department), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Virgil Petrescu, Universitatea Tehnică de Construcții București (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Hidraulică și Protecția Mediului (Hydraulics and Environmental Protection Department), email: [email protected]

6 BULETINUL ŞTIINŢIFIC AL U.T.C.B. nr 3-4/2011

1. Introducere

Sistemul de monitoring integrat al județului Harghita, aferent bazinului hidrografic Olt, a scos în evidență degradarea calității apei râului Olt pe sectorul aval de punctul de evacuare a efluentului stației de epurare a municipiului Miercurea Ciuc. Pe acest sector s-a constatat modificarea semnificativă a vieții acvatice față de sectorul din amonte de municipiu, depășindu-se gradul de suportabilitate al mediului natural [1-2]. Această sursă punctiformă de poluare se monitorizează prin programul operațional, cu o frecvență ridicată, în vederea urmăririi efectelor unor măsuri impuse operatorului stației de epurare. În vederea prognozării calității apelor Oltului Superior, s-a recurs la modelarea matematică a dispersiei contaminanților cu ajutorul pachetului de programe bidimensionale (în plan orizontal) „Surface Water Modeling System” (SMS), conceput pentru calculul mişcării cu suprafaţă liberă, în regim lent şi a proceselor adiacente acesteia. Pachetul de programe SMS a fost elaborat de specialişti ai US Army, Engineer Research and Development Center [3-4]. Prin simulare numerică a hidrodinamicii râului și a transportului poluantului de-a lungul unui sector de circa 1.600 m, s-a urmărit stabilirea distanței pe care se realizează amestecul total al apelor insuficient epurate la stația de epurare cu apele receptorului, a duratei de stabilizare a dispersiei în condițiile unei surse punctiforme staţionare, precum și a gradului de diluție pe sectorul analizat .

2. Date de bază pentru simularea numerică a dispersiei poluanţilor în Oltul Superior

În prezentul articol se urmărește modelarea matematică și simularea numerică a curgerii apei şi a transportului de poluanţi pe râul Olt, în aval de punctul de deversare al apelor parțial epurate la staţia de epurare a municipiului Miercurea Ciuc, județul Harghita. Conform ghidului de utilizare al pachetului de programe SMS, pentru fiecare categorie de probleme care urmează a fi rezolvate se proiectează câte un model numeric. Totodată, în ghid sunt expuse sistemul de ecuaţii diferenţiale folosit, precum și elementele de bază necesare utilizării programului. Pentru precizarea geometriei sectorului analizat s-au folosit imagini ortofoto ale terenului și s-au efectuat suplimentar măsurători topometrice la distanţe aproximativ constante de 180 m în 10 profile transversale. Pentru reprezentativitate s-a elaborat și profilul longitudinal al sectorului de râu analizat. Sectorul de râu analizat are o lungime totală de circa 1.600 m (1.400 m în aval de sursa de poluare) și primeşte debitul efluent de la stația de epurare pe partea sa stângă (fig.1).

Fig. 1 - Zona modelată pentru analiza dispersiei poluanților


De-a lungul celor aproximativ 1.600 m de albie, cota talvegului variază între 652,19 mMN în amonte și 650,16 mMN în aval, rezultând o pantă longitudinală medie de 0,125%, ceea ce indică o viteză medie de curgere relativ scăzută. În anul 2009, s-au efectuat mai multe campanii de măsurători ale debitelor și indicatorilor de calitate pentru apele Oltului Superior, în secțiunile transversale 1 și 10 (1 – râul Olt, amonte de sursă; 10 – râul Olt, ultima secțiune de control), precum și în secțiunea de evacuare a efluentului provenit de la stația de epurare. Dintre aceste măsurători, în tabelele 1, 2 și 3 se prezintă rezultatele pentru indicatorii CBO5, NH4 și suspensii, la campaniile din 7 iulie 2009 și 9 septembrie 2009, împreună cu debitele respective.

Tabel 1 Valorile indicatorilor de calitate

şi ale debitelor în secţiunea 1 (râul Olt)

Indicator Concentraţii

(mg/l) 07.07.2009 09.09.2009

CBO5 1,55 1,71 NH4 0,039 -

Suspensii 35 8 Debit (m3/s) 4,75 1,69

Tabel 2 Valorile indicatorilor de calitate şi ale debitelor

efluentului staţiei de epurare


(mg/l)07.07.2009 09.09.2009

CBO5 132,16 378,02

NH4 16,475 26,8 Suspensii 118 134

Debit (m3/s) 0,135 0,141 Tabel 3

Valorile indicatorilor de calitate şi ale debitelor în secţiunea 10 (râul Olt)


(mg/l) 07.07.2009 09.09.2009

CBO5 4.06 20.26 NH4 0.583 1.242

Suspensii 37 28 Debit (m3/s) 4,89 1,83

Valorile indicatorilor de calitate măsurate sunt valori medii pe secţiune (în râul Olt, respectiv în canalul de evacuare a efluentului staţiei de epurare). În ceea ce privește măsurarea debitelor pe Olt s-a utilizat o morișcă hidrometrică, determinându-se vitezele în 19 verticale cu câte trei puncte fiecare. Ulterior, debitul s-a calculat prin integrare pe suprafața secțiunii transversale, cu ajutorul unui soft specializat. Debitul efluentului s-a determinat pe canalul betonat existent în amonte de conducta de evacuare, printr-un procedeu similar. Pe baza datelor topografice măsurate în teren, prin prelucrări GIS (Geographic Information System), s-a urmărit reconstituirea tridimensională a albiei prin utilizarea unei extensii care să permită interpolarea liniară între profilele măsurate. Punctele de coordonate x, y, z într-un sistem cartezian triortogonal au servit la modelarea tridimensională a geometriei albiei. Un detaliu al modelului digital al terenului este prezentat în fig. 2.


Fig. 2 - Discretizarea tridimensională a domeniului de calcul (detaliu)

Cunoscând geometria domeniului, s-a procedat la simularea hidrodinamicii cu modulul RMA2, introducând mai întâi condiţiile la limită: în amonte debit impus, iar în aval nivelul corespunzător cheii limnimetrice a secțiunii.

În vederea unei analize cât mai apropiate de realitate, s-a utilizat, după cum s-a menționat anterior, pachetul de programe bidimensionale SMS atât pentru hidrodinamica sectorului de Olt (modulul RMA2), cât și pentru transportul contaminanților (modulul RMA4).

3. Simularea numerică a hidrodinamicii cu ajutorul modulului RMA2

Iniţial, s-a considerat doar debitul Oltului (4,75 m3/s), corespunzător campaniei de măsurători din data de 7 iulie 2009, neglijându-se efluentul lateral provenit de la staţia de epurare a municipiului Miercurea Ciuc (0,135 m3/s). Au apărut elemente „uscate”, care nu participă la curgere. Modulul RMA2 gestionează cu dificultate astfel de elemente, apărând în permanenţă instabilităţi numerice care au condus la oprirea prematură a calculului automat. În această situație, s-a apelat la cele două instrumente existente în programul SMS, respectiv „Revisions” şi „Steering”. Prin „Revisions”, se porneşte calculul impunând iniţial la limita aval o cotă a suprafeţei libere a apei mai mare decât cea mai mare cotă a nodurilor din discretizare şi apoi se reduce în trepte cota respectivă până la obţinerea unei soluţii convergente. Cu acest instrument nu s-a reuşit obţinerea unei soluţii stabile. Nici cu ajutorul celuilalt instrument, „Steering”, nu s-a ajuns la o soluţie stabilă numeric. În consecință, s-a adoptat procedura eliminării din domeniu a elementelor „uscate”, păstrând numai pe cele care participă efectiv la curgere. Ținând seama de faptul că s-a urmărit calculul hidrodinamicii doar pentru o singură pereche de condiții la limită de tip debit amonte / nivel aval, corespunzătoare situației existente în campania din 7 iulie 2009 (necesară calibrării modelului numeric), această abordare s-a considerat satisfăcătoare, deși este extrem de anevoioasă. În aceste condiţii s-a realizat hidrodinamica, incluzând ulterior și debitul efluentului provenit de la stația de epurare.

4. Simularea numerică a transportului poluanţilor cu ajutorul modulului RMA4

Prin calcul numeric s-a urmărit evoluţia dispersiei poluanților proveniți de la staţia de epurare mai sus-menţionată, în condiţii naturale de curgere.

Înainte de a se utiliza modulul RMA4 și calibrarea acestui model numeric, s-a analizat consistența datelor rezultate din măsurătorile in situ corespunzător schemei prezentate în fig. 3.


Fig. 3 - Schema măsurătorilor indicatorilor de calitate (07.07.2009)

S-a procedat la efectuarea unui calcul global al continuității poluanților, considerând amestec total până în secțiunea 10, aval Olt, de altfel o ipoteză destul de aproximativă. Rezultatele indică o corelare foarte bună a datelor măsurate la suspensii (-2,4%) și acceptabilă la CBO5 (-21%) și la N-NH4 (+15%), comparativ cu rezultatele obținute prin calculul efectuat pe baza ipotezei mai sus-menționată. În această situație, s-a considerat mai avantajoasă simularea numerică a transportului poluanților în valori procentuale ale sporului de concentrație față de condițiile inițiale, în loc să se lucreze cu valori absolute ale diferiților indicatori de calitate. Astfel, în condițiile utilizării rezultatelor calculate cu modulul RMA2 pentru hidrodinamica din data de 7 iulie 2009 (hotstart), condițiile inițiale pentru simularea numerică a dispersiei au fost: 0% în tot domeniul de calcul și 100% în canalul de evacuare de la stația de epurare (la circa 50 m de confluența sa cu râul Olt). Valoarea de 100% reprezintă și condiția la limită la efluent, condiție considerată staționară. Desigur, simularea numerică a dispersiei s-a realizat în regim nepermanent în domeniul analizat, prin prezentarea evoluției valorilor indicatorilor de calitate (procente din sporul de concentrație) în timp și spațiu. După numeroase rulări ale modulului RMA4, în diverse variante, s-a constatat faptul că se ajunge la un regim staționar în domeniul analizat după circa 60 de minute, ceea ce ar corespunde fenomenului de dispersie produs majoritar de mecanismul convectiv al dispersiei, suprapus peste difuzia turbulentă transversală. În final, se prezintă setul de rezultate ale simulărilor numerice sub două forme de reprezentare – linii de izoconcentrații și intervale de izoconcentrații prin nuanțe de culoare – la două momente (10 și 20 de minute), pentru numărul Peclet, Pe = 50 (fig. 4-7). În vederea prezentării unor imagini cât mai sugestive, mai ales în privința dispersiei transversale a poluantului, reprezentările grafice au fost limitate la o distanță de circa 600 m aval de secțiunea de deversare.

5. Concluzii

Din analiza acestor simulări numerice se pot desprinde următoarele concluzii importante: a) În condiții staționare la sursă, stabilizarea regimului permanent al dispersiei contaminanților se

realizează după circa o oră pe întregul sector analizat (în lungime de circa 1.400 m după sursa de poluare), în acord cu mecanismele convecției diferențiale şi a difuziei turbulente transversale.

b) Diferențele dintre rezultate se înscriu în limitele de toleranță ale măsurătorilor efectuate în natură, indicând faptul că modulul RMA4 poate fi utilizat și ca o alternativă la un program intens și costisitor de obținere a datelor in situ.


Fig. 4 - Linii de izoconcentrații Fig. 5 - Intervale de izoconcentrații de poluant (t = 10 minute) de poluant (t = 10 minute)

Fig. 6 - Linii de izoconcentrații Fig. 7 - Intervale de izoconcentrații

de poluant (t = 20 minute) de poluant (t = 20 minute)

Bibliografie

[1] Darvas, A. I. – „Integrated monitoring system of water quality transported by Upper Olt River (County Harghita)”, Conference for Young Professionals, Bucharest, 2005;

[2] Darvas, A. I. – „Monitorizare în sistem integrat a măsurătorilor privind calitatea apelor de suprafață”, Referat de doctorat, UTCB, 2006;

[3] *** „Surface Water Modeling System - RMA2”, US Army Engineer Research and Development Center, 2000; [4] *** „Surface Water Modeling System - RMA4”, US Army Engineer Research and Development Center, 2000;


IDENTIFICAREA ZONEI ŞI A PUNCTULUI DE INJECŢIE A POLUANŢILOR ÎN SISTEMELE DE DISTRIBUŢIE

IDENIFICATION OF AREA AND OF AREA AND POLLUTANT INJECTION POINT WITHIN A DISTRIBUTION SYSTEM

Cosmin – Florin ANDREICA1

Rezumat: Prezentul articol prezinta elementele constitutive ale unui model matematic pentru identificarea zonei și a punctului de injecție în cadrul unui sistem de distribuție și aplicarea modelului pe o rețea „test”, inelară și simetrică, în care injecția de clor se realizează la sursă în mod continuu, cu o concentrație de 0,45mg/l. Rețeaua este modelată din punct de vedere hidraulic și calitativ, prin intermediul programului Epanet 2.0. Programul de calcul ce implementează modelul se folosește de interfața Microsoft Excel, datele necesare modelului matematic sunt: topologia rețelei (nod / arteră, coordonate x și y ), datele hidraulice (debit pe arteră) și calitative (concentrație în nod). Rezultatele obținute în urma utilizării modelului matematic sunt sub formă tabelară și grafică (grafic de variație a concentrației pe traseul nod probă - sursă, reprezentare grafică în format „.dfx” a trei variante: traseul concentrației de la nod probă la nod sursă, zona de contaminare și suprapunerea acestora).

Cuvinte cheie: zonă de contaminare, punct de injecție, metoda backtracking, model matematic

Abstract: The paper herein presents the constitutive elements of a mathematical model for identifying the pollutant injection point and area within a distribution system and implementation of this model on a circular and symmetrical „test” network where chlorine is continuously introduced at source in a concentration of 0,45 mg/l. The network is qualitatively and hydraulically analysed using Epanet 2.0 program. The software implementing the mathematical model is using Microsoft Excel interface and the data required for mathematical modeling are: the network topology (junction / pipe, coordinates x and y), hydraulic (pipe flow) and qualitative data (concentration within junction). The results obtained when performing the mathematical modeling are presented as tables and graphics (graphic representing the variation of concentration on test junction – source junction route, „dfx” graphic of three options: route of concentration from the test junction to the source junction, contamination area and representation in a single graphic of the two options mentioned above).

Keywords: contamination area, injection point, backtracking method, mathematical model.

1. Introducere

Apa este un factor important în echilibrele ecologice, iar poluarea apei din cadrul sistemelor de distribuție este o problemă actuală cu implicaţii mai mult sau mai puţin grave asupra populaţiei.

Posibilitatea de identificarea a zonei și a punctului de injecție a unui poluant în sistemele de distribuție a apei potabile permite operatorului de apă să intervină rapid, în cazuri de urgență (poluări accidentale sau voite), prin izolarea acelor tronsoane, astfel încât numărul persoanelor afectate să fie minim.

1 Drd. ing, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student eng., Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Anton Anton, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student eng., Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics),


2.1. Descrierea modelului matematic pentru identificarea zonei și a punctului de injecție

Pentru determinarea punctului (punctelor) de injecție a unui poluant într-o rețea de distribuție a apei potabile și a zonei posibile de injecție, s-a elaborat un model matematic prin care, într-o rețea dată, în care se cunosc parametrii hidraulici și de calitate, la un moment (interval) dat.

Modelul matematic pentru determinarea sursei de poluant într-o reţea de distribuţie, permite identificarea punctului (punctelor) de injecţie al unui poluant într-o reţea de distribuţie a apei potabile, identifică zona de contaminare (zona din care poate proveni poluantul), pe baza următoarelor date:

- topologia reţelei de distribuţie (noduri – coordonate x, y și cota, artere – noduri de capăt, lungimi, diametre, materiale);

- calculul hidraulic al reţelei de distribuţie – calcul în urma căruia se vor cunoaște, debitele și vitezele pe artere, respectiv presiuni în noduri; acest calcul se poate face cu ajutorul unui program de modelare hidraulică a reţelelor de distribuţie (ex. Epanet);

- calculul de calitate în reţeaua de distribuţie – calcul în urma căruia se vor cunoaște concentraţiile în nodurile reţelei de distribuţie.

Rezolvarea problemelor de identificare a sursei de poluant se face utilizând metoda backtracking, mergând de la nodul probă (nod din rețea în care s-a măsurat o anumită concentrație de poluant), până la nodul sursă (nodul în care a fost injectat poluantul), funcție de concentrații, debite și sens de parcurgere al rețelei.

Fig. 1 - Schematizare programului WaterBacktracking

Modelul matematic de identificare a sursei de poluant și a zonei de contaminare dintr-o reţea de distribuţie a fost implementat într-un program de calcul: WaterBacktraking, program care pe baza datelor de intrare constând în: topologia reţelei, date hidraulice și de calitate ale acesteia, realizează identificarea sursei de poluant și a zonei de contaminare, precum și evidenţierea spaţială a variaţiei de concentraţie de-a lungul traseului identificat. Programul are de asemenea,


posibilitatea de a exporta către un program CAD, topologia reţelei, pe care este indicat traseul de la nodul probă către nodul sursă și a zonei de contaminare, ce a dus la găsirea sursei de poluare din cadrul reţelei.

În cadrul modelului matematic zona de contaminare se definește ca fiind zona din care poate proveni poluantul, zona fiind delimitată funcție de concentrația maximă de poluant identificată în nodul sursă și o concentrația de poluant introdusă de către utilizator ce trebuie să fie mai mare decât concentrația din nodul probă.

În figura 1, este prezentată structura programului și a modelului de calcul, pentru identificarea sursei de poluare.

2. Model conceptual pentru analiza variaţiei calităţii apei în reţeaua de distribuţie „test”

Modelul conceptual, implementat în programul de calcul, a fost aplicat pentru validare pe o reţea de distribuţie a apei potabile, în care s-a studiat variaţia concentraţiei de clor în cadrul aceste reţele „test”. Rețeaua „test” este o reţea inelară și simetrică cu 100 de inele, în care se injectează constant la sursă, o concentraţie de 0,45 mg/l de clor. Rețeaua „test” a fost mai întâi modelată hidraulic în programul Epanet (figura 2).

a. b.

Fig. 2 - Topologia rețelei de distribuție a apei potabile – a. diametre, b. lungimi

În realizarea modelului s-au admis următoarele ipotezele:

- injecţia clorului la sursă se realizează în mod continuu pe toată perioada de simulare şi se urmăreşte evoluţia spațială şi temporală a clorului în reţeaua de distribuţie;

- amestecul în noduri şi în rezervor este complet și instantaneu;

- variaţia orară de consum este constantă (figura 3.)

Fig. 3 - Variația orară a debitului pe durata unei zile Fig. 4 - Debit constant pe durata a 72 ore

În urma rulării modelului de variaţie a concentraţiei de clor în reţeaua de distribuţie a apei potabile, s-au obţinut, în nodurile reţelei, liniile de egală concentraţie la diferite intervale de timp, pe durata unei simulării de 72 de ore (figura 5).


Fig. 5 - Variația concentrației de clor pe parcursul a 72 de ore, în cinci noduri din cadrul rețelei

În continuare se prezintă liniile de egală concentraţie și profilele concentrațiilor în noduri la diverşi paşi de timp (figurile 6. 7. 8. ).

Fig. 6 - Linii de egală concentrație și profilul de concentrație la pasul de timp de o oră

Fig. 7 - Linii de egală concentrație și profilul de concentrație la pasul de timp de 18 ore

Fig. 8 - Linii de egală concentrație și profilul de concentrație la pasul de timp de 30 ore


2.1. Aplicarea modelului de determinare a sursei de injecție a unui poluant în rețeaua de distribuție „test”

Din analiza hidraulică și calitativă a reţelei de distribuţie, s-a ales evoluţia spaţială a calităţii apei la pasul de timp de 72 de ore (figura 9).

Fig. 8 - Topologia rețelei și valorile concentrației de clor în noduri după 72 de ore

După rularea modelului hidraulic al rețelei de distribuție în programul Epanet (simularea hidraulică și simularea de calitate), se importă datele necesare identificării sursei de poluare și a zonei de contaminare în programul WaterBacktracking.

Datele necesare programului „test” sunt următoarele:

- topologia rețelei se obține prin exportarea rețelei din Epanet sub forma unui fișier .inp;

- debitul pe artere se obține în urma rulării programului Epanet (este necesar pentru a stabili sensul de curgere);

- concentrația de clor în noduri la intervalul de timp dorit.

Pașii de calcul pentru identificarea sursei și zonei de contaminare, sunt următorii:

Pasul 1: Introducerea date din Epanet. Se vor introduce datele arterelor, nodurilor rețelei, debitul transportat pe arteră și concentrația de clor în noduri (figura 10).

Fig. 9 - Interfață program WaterBacktracking Fig. 10 - Import date din Epanet

Pasul 2: Convertire date. Convertirea datelor presupune identificarea vecinilor şi a concentraţiilor pentru fiecare nod în parte, ținându-se seama de sensul de curgere, respectiv de debitul tranzitat prin reţea. După realizarea convertirii datelor din Epanet, pe interfața


programului „test” se afișează primele informaţii privind reţeaua analizată, aceste informaţii sunt: numărul de noduri ale reţelei; numărul de artere ale reţelei; concentraţia maximă din reţea; concentraţia minimă din reţea.

Pasul 3: Stabilire nod probă presupune introducerea nodului de unde s-a luat proba de apă, în vederea studiului

Pasul 4: Identificare sursă, presupune compararea concentrațiilor din nodurile vecine pentru fiecare nod în parte și alegerea traseului cu concentrație maximă folosind metoda backtracking.

Pasul 5: Identificarea zonei de contaminare. Identificarea zonei presupune reparcurgerea reţelei, identificarea vecinilor pentru fiecare nod în parte inclusiv valoarea concentraţiei în nodul respectiv.

Fig. 11 - Interfață program – rafinare zonă Fig. 12 - Interfață program – zonă (rezultate)

Această funcţie permite utilizatorului să aleagă o valoare din intervalul (concentraţie minimă – maximă). După rafinare zonă, programul va afişa toate nodurile reţelei care au concentraţia mai mare decât limita concentraţiei alese. Aceste rezultate vor fi folosite în pasul următor pentru identificarea zonei de poluare.

Pasul 6: Grafic de variaţie a concentraţiei pe traseu. Această funcţie realizează un grafic al concentraţiei pe traseu. Graficul de variaţie a concentraţiei pe traseu conţine numerele nodurilor şi concentraţia corespunzătoare fiecărui nod. Graficul se trasează automat în cazul schimbării nodului probă.

Fig. 13 - Interfață program – rafinare zonă Fig. 14 - Interfață program – rafinare zonă

Pasul 7: Reprezentare grafică reţea (Identificare traseu). Pentru reprezentarea rețelei se parcurg următorii pași:

- Introducerea nodurilor şi a coordonatelor (x, y), aceste date se vor prelua din Epanet.

- Citire date parțiale

- Datele despre artere se vor afişa automat (început Nod1 şi sfârşit Nod2).

În partea dreaptă sunt afișate următoarele informaţii privind reţeaua, respectiv traseul de poluare: număr de noduri reţea; număr de artere reţea; număr de noduri pe traseul de poluare.


Programul permite alegerea a trei opțiuni de reprezentare grafică a rezultatelor, după cum urmează:

- opțiunea „0” – traseu identificare sursă de poluare;

- opțiunea „1” – zonă de contaminare;

- opțiunea „2” – traseu identificare sursă de poluare şi zonă contaminare.

În continuare se prezintă rezultatele obținute pentru rețeaua „test” (format „.dfx”).

Fig. 15 - Reprezentare grafică Opţiunea „0” (traseu nod probă 122 nod sursă 123)

Fig. 16 - Reprezentare grafică Opţiunea „1” (zonă de contaminare este cuprinsă în intervalul, în cazul de faţă

0,35- 0,45mg/l)

Fig. 17 - Reprezentare grafică Opțiunea „2” (traseu nod probă 122 nod sursă 123 şi zonă de contaminare)

Figura 17 reprezintă suprapunerea celor două rezultate și anume, atât traseul de la nod probă 122 la nod sursă 123, cât și zona de contaminare, în care concentrația de poluant este cuprinsă în intervalul 0,35 – 0,45 mg/l.


3. Concluzii

Modelul matematic se bazează pe o metoda inedită, metoda backtracking, metodă ce presupune parcurgerea rețelei în sens invers, de la concentrație mică (nod probă) la concentrație mare (nod sursă)

Modelul se bazează în mod exclusiv pe datele obținute în urma modelării hidraulice și de calitate a apei în rețea, el realizând doar partea de analiză a acestor date, identificarea sursei de poluant făcându-se pe baza concentrațiilor în noduri, rezultate în urma modelării de calitate în rețea.

Modelul matematic îndeplinește scopul propus și anume:

- Identifică zona de poluare;

- Identifica cu precizie punctul de injecție al poluantului în rețeaua de distribuție.

Rezultatele modelului matematic sunt sub formă tabelară și grafică. Programul de calcul ce implementează modelul realizat, este simplu de utilizat, el folosindu-se de interfața Microsoft Excel. Datele rezultate din programele de modelare hidraulică și de calitate a rețelelor se importă facil în programul de calcul.

Bibliografie

[1] Al-Jasser, A.O., – Chlorine decay in drinking-water transmission and distribution systems: Pipe service age effect, King Saud University 2006.

[2] Andreica F.C., Ciutac I., – Modelarea variaţiei concentraţiei de clor din apa potabilă transportată printr-o reţea de distribuţie, Sesiunea de comunicări științifice a Școlii Doctorale – Universitatea Tehnică de Constructii București, 2010.

[3] Andreica F.C., – Riscul poluării sistemului de distribuţie al apei potabile; Determinarea zonei de injecţie a poluantului, Teză de doctorat, Universitatea Tehnică de Construcții București 2011

[4] Rossman, A. Lewis, – Epanet 2 Users Manual - National Risk Management Research Laboratory Office Of Research And Development U.S. Environmental Protection Agency, Cincinnati, OH 45268, 2000.


FUNDAŢII DE TIP RADIER GENERAL CU ANCORAJE ÎN TEREN

FOUNDATION SYSTEM WITH MAT AND ANCHORS

Ştefan ARDELEAN1

Rezumat: Lucrarea prezintă aspecte privind o posibilă soluţie de fundare pentru clădirile înalte situate în zone seismice. De asemenea, se prezintă ideea şi situaţiile în care fundaţiile de tip radier general cu ancoraje în teren sunt adecvate. În final se prezintă unele dovezi în sprijinul avantajelor acestui sistem de fundare.

Cuvinte cheie: ancoraj în teren, fundaţie, pământ, zonă seismică, clădiri înalte.

Abstract: The paper presents some aspects about a possible solution for the foundation of very high buildings placed in seismic zones. In addition, it presents the idea and the situations where the foundation system with mat and anchors are appropriate. Finally it presents some proofs for benefits of this foundation system.

Keywords: anchor, foundation, soil, seismic zone, high buildings.

1. Introducere

Amplasarea construcţiilor, în special a clădirilor înalte, situate în regiuni seismice trebuie aleasă în zone în care structura geologică şi alcătuirea straturilor superficiale de teren permit realizarea unei protecţii seismice în condiţii economice rezonabile.

Conform Codului de proiectare seismică P 100 (Partea I – P100-1/2006, Prevederi de proiectare pentru clădiri) trebuie avută în vedere realizarea unei fundaţii adecvate pentru clădirile situate în zone seismice. Aceasta constă în:

- asigurarea condiţiei ca întreaga clădire să fie supusă unei excitaţii seismice cât mai uniforme prin alcătuirea fundaţiilor construcţiei şi a legăturii acesteia cu suprastructura;

- recomandarea de a se prevedea infrastructuri de tip cutie rigidă şi rezistentă cu fundaţie de tip radier cu grosime mare plin sau casetat mai ales în cazul structurilor alcătuite din pereţi structurali cu rigiditate şi capacităţi de rezistenţă diferite;

- evitarea construcţiilor la care, pentru anumite direcţii de acţiune seismică, pot apărea suprasolicitări ale unor elemente verticale şi solicitarea dezavantajoasă a infrastucturilor;

- proiectarea fundaţiilor astfel încât forţele transmise de suprastructură să fie cele care corespund mecanismului structural de disipare de energie, dacă proiectarea construcţiei se bazează conceptual pe răspunsul structural în domeniul neliniar.

Elementele de bază ale proiectarii elementelor fundaţiilor sunt date în “Normativul privind proiectarea fundaţiilor de suprafaţă”, NP 112-2011. Pentru construcţii cu pereţi structurali se aplica prevederile din CR-2-1-1.1:2011.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Catedra de Geotehnică şi Fundaţii, e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing., Nicoleta Rădulescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Departamentul de Geotehnică şi Fundaţii, (Geotechnical and Foundation Department).


Clădirile înalte şi foarte înalte au în general, fundaţii de tip radier general datorită încărcărilor mari pe care le transmit terenului de fundare.

Dacă gruparea de acţiuni pentru situaţii de proiectare permanente sau tranzitorii (gruparea fundamentală) este cea care dimensionează clădirea, atunci soluţia de fundare de tip radier general este fezabilă.

Pentru clădirile înalte situate în zone seismice, dimensionate de gruparea de acţiuni pentru situaţii de proiectare seismice, se dezvoltă pe talpa radierului general presiuni foarte mari pe de o parte, iar pe de altă parte chiar presiuni ”negative” (Fig. 1.).

În cazul depăşirilor presiunilor acceptabile ori dacă zona comprimată este prea redusă, există câteva soluţii clasice, arătate în Fig. 2.

Fig. 1 - Presiuni pe talpa fundaţiei în grupările fundamentală şi specială de încărcări

Radier pe teren îmbunătăţit Radier cu aria bazei mărită Radier pe piloţi

Fig. 2 - Soluţii pentru fundaţii

Utilizarea ancorajelor în teren, anume ancorarea fundaţiilor pentru preluarea presiunilor ”negative” şi atenuarea presiunilor foarte mari poate fi o soluţie (vezi Fig. 3.).

acco

medef pA

Np ≤=, accef pWM

WM

ANp ≤±±=

2

02

1

010max,

0min, ≥efp ,0min, <efpAAc ⋅≥ 50.0


Fig. 3 - Fundaţie cu ancoraje în teren

2. Conceptul fundaţiilor ancorate pentru clădiri înalte situate în zone seismice

Utilizarea ancorajelor în teren la fundaţiile clădirilor situate în zone seismice prezintă două mari avantaje. În primul rând ancorajele în teren pot prelua eforturile de întindere ce pot apărea pe talpa fundaţiilor şi implicit se pot reduce şi presiunile foarte mari ce s-ar dezvolta pe talpă în timpul cutremurului. În al doilea rând, în situaţiile în care fundaţia se află într-un strat geologic având o anumită densitate, implicit şi o anume viteză de propagare a undelor seismice, iar bulbii ancorajelor se află în alt strat geologic, cu altă densitate, deci cu o altă viteză de propagare a undelor seismice, atunci se poate conta pe o reducere importantă a mişcării terenului la suprafaţă, a acceleraţiei terenului, implicit a forţelor de inerţie şi în final a forţei seismice ce ar acţiona asupra construcţiei în timpul cutremurului. Astfel, se poate considera că fundaţiile ancorate fac parte din categoria conceptelor/metodelor de reducere a acţiunii sau a efectelor acţiunii seismice asupra clădirilor. Pentru precizarea termenilor, sistemele de ancoraje în teren pentru clădiri înalte în zone seismice sunt auxiliare pentru fundaţiile de tip radier general. Ancorajele se vor amplasa cu o extremitate – bulbul - în terenul de sub fundaţie, iar cealaltă extremitate fixată în radier. Amplasarea ancorajelor se va face în zonele în care, în urma analizei structurii fundate pe radier general sub acţiunea seismului, apar întinderi, luându-se în considerare toate direcţiile posibile de acţiune a cutremurului. Ancorajele pot să fie verticale sau înclinate, dar fără a depăşi limita de proprietate, astfel nemaifiind necesar acordul vecinilor pentru amplasarea acestora.


Pentru ca ancorajele să intre în lucru imediat ce se manifestă un seism, acestea trebuie să fie pretensionate până la capacitatea lor portantă, bineînţeles având în vedere factorii de siguranţă. Din această cauză, probabil că tasările construcţiei vor creşte, dar ele vor fi uniforme şi se vor consuma în cea mai mare parte înainte de finalizarea construcţiei. Este util ca tensionarea ancorajelor să se facă imediat după execuţia radierului, a ancorajelor şi întărirea betonului din injectarea secundară necesară pentru formarea bulbului de ancoraj. Ancorajele vor fi permanente şi se va asigura accesul la ele în timpul exploatării construcţiei pentru a fi monitorizate şi tensionate dacă este nevoie după fiecare seism şi la un interval regulat de timp. În ce priveşte tipul structurilor pentru care fundaţiile ancorate reprezintă o soluţie fezabilă, acestea sunt clădiri cu 20 până la 40 de niveluri, cu amprenta la sol de până la 2000 de metri pătraţi şi cu un număr de maxim două subsoluri, în orice caz cu o adâncime de fundare de maxim 6 – 7 metri. În alte situaţii, de exemplu un număr mai mare de subsoluri, fundaţiile ancorate nu mai pot prezenta decât avantajul reducerii acţiunii seismice. Având în vedere amplasarea acestor structuri în zone seismice, conform normativelor la regimul lor de înălţime, ele trebuie să fie clădiri uşoare, de exemplu se va utiliza beton de înaltă rezistenţă. Astfel, presiunile pe care aceste clădiri le aduc la teren vor putea fi reduse la maximum. De asemenea, prin avantajul conferit de fundaţiile ancorate şi anume acela de reducere a acţiunii seismice, clădirile proiectate cu astfel de fundaţii vor putea fi mai suple, reducându-se încă o dată presiunile pe teren. Este de subliniat că presiunile despre care se discută mai sus sunt cele care rezultă pe talpa radierului în grupările fundamentale de încărcări. În ce priveşte regimul de înălţime al clădirilor, de exemplu pentru Bucureşti se recomandă ca structurile înalte să aibă cel puţin 20 de niveluri pentru evitarea rezonanţei, iar construcţii cu mai mult de 40 de niveluri nu se încadrează în arhitectura Bucureştiului, astfel că structuri cu 20 până la 40 de niveluri se execută şi se vor executa, ceea ce înseamnă că soluţia cu fundaţii ancorate trebuie avută în vedere. Având în vedere cele de mai sus (cu referire şi la capitolele anterioare), terenul de fundare adecvat pentru această soluţie cu fundaţii ancorate trebuie să îndeplinească următoarele condiţii:

- stratul de fundare trebuie să fie suficient de bun pentru a putea prelua presiunile aduse de structură la teren în grupările fundamentale de încărcări;

- dacă nu este îndeplinită condiţia de mai sus, atunci se poate îmbunătăţi terenul de fundare;

- stratul în care se încastrează bulbii ancorajelor în teren trebuie să difere semnificativ faţă de stratul de fundare;

- este preferabil ca stratul în care se încastrează bulbii ancorajelor în teren să fie constituit din material necoeziv;

- stratul în care se încastrează bulbii ancorajelor în teren trebuie să fie cel puţin mediu îndesat (dacă este necoeziv) sau de consistenţă mare, preferabil tare (dacă este coeziv);

- în stratul în care se încastrează bulbii ancorajelor în teren este preferabil ca eventuala apă subterană să fie cu nivel liber.

De altfel, în multe zone din Bucureşti se întâlneşte o stratificaţie asemănătoare la partea superioară: umplutură – până la 2-3 m, argilă prăfoasă (lut de Bucureşti) – până la 6-8 m, nisipurile de Colentina – până la 16-20 m.


Fig. 4 - Schema de principiu a unei fundaţii ancorate eficiente

Aşadar, în situaţia în care talpa radierului se află într-un strat – argilă, de exemplu – iar bulbii ancorajelor se află în alt strat – nisip, de exemplu – atunci, în afară de preluarea întinderilor de pe talpa fundaţiei, este posibilă şi reducerea amplitudinii mişcării terenului la suprafaţă şi a fundaţiilor reducându-se forţele seismice. În ce priveşte calculul, ancorajele se vor dimensiona şi verifica conform normativelor în vigoare, astfel încât să poată prelua toate forţele de întindere rezultate în urma analizei structurii fundate pe radier general. După calcul şi amplasarea ancorajelor în teren, se va face din nou o analiză a structurii fundate pe radier general, dar luând în considerare forţele de pretensionare din ancoraje şi ţinând seama de comportarea ansamblului structură – fundaţie – ancoraje – teren sub acţiunea seismică. Pe de altă parte fundaţiile ancorate sunt o alternativă la fundaţiile de adâncime pe piloţi, faţă de care prezintă mai multe avantaje. Aceasta în condiţiile prezentate în paragrafele de mai sus. Datorită faptului că ancorajele nu preiau forţe de compresiune, acestea se amplasează doar acolo unde sunt necesare pentru a prelua întinderi. În cazul fundaţiilor pe piloţi, încărcările se transmit de la structură la teren prin intermediul piloţilor rezultând astfel un număr semnificativ de piloţi. Aceasta are implicaţii asupra costurilor, o fundaţie ancorată fiind mai economică decât o fundaţie pe piloţi. De asemenea, fundaţiile pe piloţi nu se încadrează la categoria de soluţii care reduc acţiunile sau efectele acţiunilor seismice asupra structurilor, ceea ce se transpune până la urmă în costuri mai mari. Trebuie menţionat încă o dată că această comparaţie între fundaţiile ancorate şi fundaţiile pe piloţi s-a făcut pentru acele situaţii de structuri, zonă seismică şi stratificaţie favorabile fundaţiilor ancorate. În astfel de situaţii singurul dezavantaj al fundaţiilor ancorate faţă de fundaţiile pe piloţi este acela al tasărilor mai mari, dar despre acest aspect s-a menţionat deja în rândurile de mai sus.

3. Exemple de fundaţii ancorate

În sprijinul celor menţionate la subcapitolul anterior, vin şi cercetările unor predecesori în fundaţii ancorate.

Astfel, P. Habib şi C. Roch au publicat articolul “Existing buildings protection by a paraseismic device in the soil, under foundations” la a X-a Conferinţă de Inginerie Seismică ce a avut loc la Viena în anul 1994.

Metoda propusă pentru protecţia clădirilor existente constă în obţinerea unei largi participări a maselor de pământ la mişcările clădirii prin ancorarea fundaţiilor cu bare metalice fixate adânc în pământ.


Cei doi autori ai articolului, împreună cu ehipa lor au efectuat teste în centrifugă şi mai multe calcule pe un model elasto-plastic.

În mai multe cazuri, ei au obţinut o reducere de trei ori a mişcării terenului la suprafaţă şi o reducere asemănătoare a acceleraţiei terenului sau a cuplului maxim la baza stâlpilor supuşi efectelor celor mai mari încărcări asupra structurii. Aceasta reducere s-a obţinut în cazul utilizării ancorajelor înclinate, reducerea fiind mai redusă în cazul ancorajelor verticale. Pe modele este posibil să se aleagă lungimea şi înclinarea ancorajelor în teren fixate în fundaţii pentru a reduce la maximum posibil efectele seismului asupra clădirii existente. Pentru a studia posibilitatea de a utiliza ancoraje cel puţin prin înlocuirea unor piloţi solicitaţi la smulgere s-au efectuat calcule pe un model în lucrarea de disertaţie – Ancoraje, D.A. Anghel şi C.A. Crihan, îndrumător - Ştefan Ardelean, iunie 2009. Structura luată în considerare este din beton armat cu pereţi structurali şi este prevăzută cu 2 subsoluri şi 20 de niveluri. Structura are forma dreptunghiulară , cu latura mare de 66 m iar latura mică de 18 m . Au fost luate în considerare trei variante de fundare : a) Radier din beton armat de 2m grosime, b) Radier din beton armat de 2m grosime şi piloţi foraţi cu diametrul de 1.20m şi fişa de 42m, c) Radier din beton armat de 2m grosime, piloţi foraţi cu diametrul de 1.20m şi fişa de 42m şi

ancoraje permanente. Structura a fost modelată în Etabs, conform prevederilor din normativele în vigoare. Pentru evaluarea forţei seismice, s-au folosit spectre normalizate de răspuns elastic pentru acceleraţii . Radierul a fost modelat pe mediu Winkler, considerându-se un coeficient de pat pe direcţia verticală Ks = 25000 KN /m3 , iar pe direcţia orizontală un coeficient de pat Ks = 12000 KN /m3. Pentru calculul grupei de piloţi şi ancoraje s-a utilizat programul PileGroup, care ia în considerare interacţiunea dintre piloţi şi teren. Capacitatea portantă a ancorajelor a fost determinată conform normativelor în vigoare şi validată de încercările efectuate pe teren.

Fig. 5 - Structura 2S+P+20E


Tabel 1

Tabel cu solicitările ce acţionează asupra structurii 2S+P+20E

În Fig. 6. este arătat modul de amplasare a piloţilor şi a ancorajelor în variantele b) şi c).

În varianta c) a fost introdus un număr de 118 ancoraje care să înlocuiască piloţi supuşi la smulgere în anumite grupări de încărcări.

Din tabelul 2. se relevă numărul de piloţi şi de ancoraje pentru fiecare variantă în parte, tasările construcţiei pentru fiecare variantă şi, de asemenea o estimare a costurilor pentru ancoraje şi piloţi la nivelul anului 2009.

De remarcat este faptul că doar înlocuirea unor piloţi cu ancoraje duce la scăderea costurilor.

Fig. 6 - Amplasarea piloţilor şi ancorajelor în variantele b) şi c)

Tabel 2

Date referitoare la cele 3 variante


4. Concluzii

În condiţiile nevoii de creştere a siguranţei construcţiilor la cutremur, fundaţiile ancorate reprezintă o soluţie economică.

Nu în orice situaţie fundaţiile ancorate sunt soluţia optimă din punct de vedere al rezistenţei, al stabilităţii, al tasărilor ori al criteriului economic, însă soluţia cu ancorarea fundaţiilor poate fi combinată şi cu altele, cum ar fi îmbunătăţirea terenului de fundare sau fundaţii de adâncime pe piloţi.

Bibliografie

[1] Habib, P., Roch C.: Existing buildings protection by a paraseismic device in the soil, under foundations, European Conference on Earthquake Engineering, Viena, 1994

[2] Manoliu, I.: Fundaţii şi procedee de fundare, Editura Didactică şi Pedagogică, 1983 [3] Stanciu, A, Lungu I.: Fundaţii, Editura Tehnică,2006 [4] *** Lucrare de disertaţie – Ancoraje, Anghel, D.A., Crihan, C.A., îndrumător – Ştefan Ardelean, UTCB, 2009 [5] *** SR EN 1537:2004 – Execuţia lucrărilor geotehnice speciale. Ancoraje în teren [6] *** NP 114-2004 – Normativ privind proiectarea şi execuţia ancorajelor în teren [7] *** Codul de proiectare seismică P 100, Partea I – P100-1/2006, Prevederi de proiectare pentru clădiri [8] *** NP 112-2010 (în curs de revizuire) – Normativul privind proiectarea fundaţiilor de suprafaţă, UTCB,

Bucureşti, 2004 [9] *** SR EN 1998-5:2006 – Eurocod 8, Proiectarea structurilor pentru rezistenţa la cutremur, Partea 5: Fundaţii,

structuri de susţinere şi aspecte geotehnice


STUDIU DE CAZ PRIVIND FORŢA DE MUNCĂ ŞI DE CALIFICĂRI PE PIAŢA CONSTRUCŢIILOR: DESPRE ANGAJAŢI ŞI PRINCIPALELE

MODIFICĂRI ÎN FORŢA DE MUNCĂ

CASE STUDY ON THE WORKERS AND SKILLS ON CONSTRUCTION MARKET: ABOUT EMPLOYEES AND MAIN CHANGES IN LABOUR

MARKET

Claudia-Georgiana BADIU1, Nicolae POSTĂVARU2

Rezumat: Studiu de caz privind “Cererea de forţă de muncă şi de calificări pe piaţa construcţiilor” a fost elaborat începând cu cea de-a doua jumătate a anului 2008, moment la care criza economică încă nu se manifesta în România iar sectorul construcţiilor se afla, încă, într-o etapă de puternică dezvoltare. Din nefericire, la momentul în care s-au adunat datele propriu-zis, spre sfârşitul anului 2009, contextul economic era deja cu totul altul: economia României era în plina criză economică, iar sectorul construcţiilor era déjà puternic afectat. Principalul efect asupra studiului a fost acela că firmele de construcţii au fost mult mai puţin interesate în a răspunde la un chestionar pe tema cererii forţei de muncă calificată, în condiţiile în care ele se confruntau cu dificultăţi economice majore şi deci interpretarea rezultatelor prezentate în acest studiu trebuie să ţină seamă de faptul că aceste rezultate reflectă o perioadă de criză economică şi de restrângere a activităţii pentru o mare parte din firmele ce activează în domeniul construcţiilor. Dar chiar şi în condiţiile date am obţinut o imagine a forţei de muncă din firmele de construcţii din regiunile de dezvoltare Bucureşti Ilfov în anul 2009. După cum am observat, pentru toate categoriile de firme luate în calcul, comparativ cu anul 2008, anul 2009 a fost caracterizat de o reducere a numărului de angajaţi, reducere ce a variat între 12% din personal (în cazul firmelor mijlocii) şi 31% din personal (în cazul firmelor mari), pentru o medie de 23% la nivelul întregului eşantion. Aceste date susţin concluziile obţinute anterior, care arătau că 2009 a fost un an în care sectorul construcţiilor a fost afectat de criza economică, ducând la reducerea cifrei de afaceri şi a profitului.

Cuvinte cheie: managementul resurselor umane, forţa de muncă calificată, analiză, deficit, risc

Abstract: The case study on "The demand for workers and skills in the construction market" has been developed since the second half of 2008, when the economic crisis has not yet manifested itself in Romania and the construction sector was still in a phase of strong development. Unfortunately, when we gathered the data, in late 2009, the economic context was already quite different: the Romanian economy was in the financial crisis, and the construction sector was already severely affected. The main effect of the study was that the construction firms were far less interested in answering a questionnaire on skilled labor demand, given that they faced major economic problems and therefore the interpretation of results presented in this study should keep in mind that these results reveal a period of economic crisis and the collapse of much of the work for construction companies.But even under these circumstances we got a picture of employment in the construction firms in Bucharest Ilfov development regions in 2009. As observed, for all firms taken into account, compared with 2008, 2009 was characterized by a reduction in the number of employees, reduction ranging from 12% of the staff (for medium-sized companies) and 31% of the staff (for large companies), for an average of 23% for the entire sample. These data support the conclusions obtained earlier, showing that 2009 was a year when the construction sector was affected by the economic crisis, reducing both the turnover and the profit.

Keywords: human resources, skilled labor, analysis, defiency, risk

1 Drd. ing. dipl., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Dipl. Eng., Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Buildings), Catedra: Management in constructii (Specialty: Construction management) e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Nicolae Postăvaru, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Professor, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Buildings)


1. Introducere

Studiul de caz privind “Cererea de forţă de muncă şi de calificări pe piaţa construcţiilor” reprezintă o cercetare bazată pe un sondaj de opinie aplicat unor firme ce activează în domeniul construcţiilor, în regiunea Bucureşti-Ilfov. Placând de la definiţia populaţiei de referinţă (denumită şi populaţie univers după unii autori), în cazul cercetării de faţă putem spune că aceasta este formată din toate firmele ce desfăşoară activităţi în domeniul construcţiilor şi care sunt înregistrate ca având sediul în unul sau în ambele judeţe. Atunci când s-a procedat la identificarea firmelor ce urmau să facă parte din populaţia de referinţă s-au folosit două baze de date: una realizată de Registrul Comerţului, şi o a doua concepută de o firmă privată în scopul utilizării ei ca sursă de eşantionare de către firmele de cercetare de piaţă. La nivelul anului 2008, în regiunea Bucureşti-Ilfov se afla un total de 17.969 firme ce acţionează în domeniul construcţiilor, această sumă reprezentând două treimi din firmele de construcţii din regiunea Bucureşti-Ilfov-Sud_Muntenia. Aceast studiu, inclus în teza de doctorat, a fost realizat plecând de la convingerea necesităţii abordării corespunzătoare a managementului resurselor umane în domeniul construcţiilor, abordare ce este, în această etapă a crizei economice ce o traversează şi România, prea puţin conştientizată de companiile de profil din România. Aparatul teoretic complex necesar unui astfel de demers este deocamdată mai degrabă apanajul firmelor puternice sau al instituţiilor financiare, decât al afacerilor mici şi mijlocii ce reprezintă cea mai mare parte a firmelor româneşti. De asemenea, o serie de instrumente şi modele ce se aplică în acest moment cu foarte mare succes în domeniul resurselor umane au un potenţial încă nesesizat şi ar putea să contribuie într-o măsură mai mare la îmbunătăţirea performanţelor companiilor româneşti, ca de exemplu motivarea complexă a angajaţilor sau instituirea unor sisteme moderne de recrutare. Scopul cercetării a fost acela de identificare a unor serii de trăsături şi tendinţe generale ale pieţei muncii din domeniul construcţiilor, a unor probleme generale şi specifice cu care se confruntă firmele de construcţii din România, cu precădere din regiunea Bucureşti-Ilfov, în desfăşurarea activităţii lor şi în calitatea lor de participanţi activi pe piaţa muncii, găsind apoi soluţii de optimizare a acestei activităţi prin prisma managementului resurselor umane.

2. Angajaţii

Această secţiune a studiului descrie forţa de muncă de care dispun firmele de construcţii din regiunea Bucureşti Ilfov. În tabelul 1. este prezentat numărul mediu de angajaţi ai firmelor de construcţii la trei momente diferite: la înfiinţarea firmei, în anul 2008 şi în anul 2009. O primă observaţie generală este aceea că pentru aproape toate categoriile de firme numărul mediu de angajaţi în 2009 este mai mic decât cel din 2008. Scăderea poate fi observată şi la nivelul întregului eşantion, de la un număr mediu de 36 de angajaţi în 2008 la un număr mediu de 27 de angajaţi în 2009, echivalentul unei reduceri de personal de 25%, în vreme ce la nivel de judeţ, cele mai mari reduceri s-au înregistrat în Bucureşti (24%).

Dacă luăm în calcul mărimea firmei, se poate observa că reducerea de personal amintită la nivelul eşantionului este determinată, în mare măsură, de reducerea semnificativă de personal înregistrată în rândul firmelor mari: în timp ce firmele mari şi-au redus personalul cu 31%, microîntreprinderile şi firmele mici şi-au redus personalul doar cu 14%, iar firmele mijlocii cu doar 12%; firmele cu capital majoritar românesc au înregistrat o reducere de personal de 23%, comparativ cu doar 18% în cazul firmelor cu capital majoritar străin.


Diferenţe semnificative există şi în raport cu vechimea firmei. Astfel, firmele înfiinţate în ultimii doi ani şi-au redus personalul, în medie, cu 25%, iar firmele care există de 3 – 5 ani au înregistrat o reducere de personal de 28%. Reducerea de personal a fost mai mică pentru firmele mai vechi de zece ani (20%) şi pentru cele care există de 6 – 10 ani (17%).

Tabel 1

Numărul mediu de angajaţi la înfiinţare, în 2008 şi în 2009

Numarul mediu de angajaţi Înfiinţare 2008 2009

Regiune Bucureşti-Ilfov 31 36 27 Judeşţ Bucureşti 34 38 29 Ilfov 6 16 14 Mărime firmă Firmă fară numar angajaţi 12 14 11 Microîntreprindere 3 7 6 Firmă mică 6 14 12 Firma mijlocie 43 59 52 Firmă mare 726 770 532 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc 29 31 24 Firmă private cu capital strain 4 17 14 Vechime firmă Sub 2 ani 5 8 6 3-5 ani 41 43 31 6-10 ani 13 24 20 peste 10 ani 38 40 32

Următoarele tabele din această secţiune prezintă diferite categorii de angajaţi: personal, nivel de educaţie, sex, vechime în firmă şi vârstă. În fiecare dintre aceste tabele sunt prezentate două tipuri de informaţii: procentul din firme care au angajaţi din categoria respectivă (coloanele marcate % firme) şi, pentru firmele care au indicat numărul de angajaţi, numărul mediu de angajaţi din acea categorie (coloanele marcate Medie). Tabelul 2. prezintă numărul mediu de angajaţi pentru cinci categorii de personal: personal de conducere, personal executant calificat, personal executant necalificat, personal de proiectare şi personal TESA. La nivelul întregului eşantion se poate observa că 87% din firme au personal de conducere (în medie, doi angajaţi ocupă astfel de poziţii de conducere). Diferenţa până la 100% este dată atât de firme care nu au declarat numărul de angajaţi din această categorie, cât şi de firme, cel mai probabil mici, care nu au personal de conducere. Trei sferturi din firme au declarat că au personal executant calificat (în medie, 17 angajaţi) şi aproape jumătate au declarat că au personal executant necalificat (7 angajaţi în medie). Personalul de proiectare este prezent în doar 6% din firmele din eşantion (cu o medie de 6 angajaţi în această categorie) în timp ce doar puţin peste o treime din firme au şi personal TESA (cu o medie de 9 angajaţi). Majoritatea firmelor au 1-2 angajaţi ce deţin funcţii de conducere. Excepţia o reprezintă firmele mijlocii, care au, în medie, trei astfel de angajaţi, şi firmele mari, în care media personalului de conducere este de 23 de angajaţi. În ceea ce priveşte personalul executant calificat, cu excepţia cazurilor evidente (firme mijlocii şi mari), acesta este mai numeros în firmele din Bucureşti, precum şi în firmele cu capital majoritar românesc. Firmele cu o vechime mai mare de zece ani au, în medie, un număr mai mare de personal executant necalificat decât celelalte categorii de firme. Personalul de proiectare este mai des întâlnit în firmele mici (10% din firme, cu o medie de 2 angajaţi), în firmele mijlocii (21% din firme, cu o medie de 4 angajaţi), în firmele mari (19% din


firme, cu o medie de 36 de angajaţi), precum şi în firmele mai vechi de zece ani (16% din firme, cu o medie de 4 angajaţi). Se poate observa, de asemenea, că firmele din Bucureşti au un număr mediu mai mare de angajaţi personal TESA, comparativ cu celelalte categorii de firme.

Tabel 2 Categorii de personal în firmele de construcţii

Personal conducere Personal executant calificat

Personal executant necalificat

Personal proiectare Personal TESA

% firme

medie % firme

medie % firme

medie % firme

medie % firme

medie

Regiune Bucureşti-Ilfov 84,8 2 73,5 21 46,0 7 6,7 7 35,0 12 Judeţ Bucureşti 85,0 2 73,0 22 46,6 7 7,0 7 35,0 13 Ilfov 82,5 1 77,8 5 40,3 8 3,3 3 34,9 3 Mărime firmă Firmă fară numar angajaţi

85,3 2 74,1 7 47,6 5 4,2 8 32,6 5

Microîntreprindere 87,1 1 73,4 3 41,1 4 2,0 3 28,6 2 Firmă mică 84,6 1 81,0 6 55,6 7 10,4 2 44,3 3 Firmă mijlocie 91,4 3 83,3 32 71,5 16 20,9 4 60,5 10 Firmă mare 78,9 23 63,2 553 47,4 22 18,8 36 33,3 291 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc

86,8 2 75,9 18 48,6 7 6,2 5 31,4 9

Firmă privată cu capital străin

84,9 1 72,8 7 48,5 9 5,2 6 34,6 3

Vechime firmă Sub 2 ani 87,6 1 79,0 4 50,0 4 1,6 1 31,4 2 3-5 ani 83,7 2 68,6 29 41,6 5 1,9 16 30,3 16 6-10 ani 89,4 2 78,4 11 52,6 9 7,5 6 38,8 7 peste 10 ani 88,6 2 81,1 21 55,2 12 16,0 4 44,8 9

Tabel 3 Angajaţi pe categorii de educaţie

Facultate Liceu Şcoală generală Fară studii %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi Regiune Bucureşti-Ilfov 83,4 7 73,5 20 47,7 9 5,3 4 Judeţ Bucureşti 83,6 7 73,2 22 47,9 9 5,1 4 Ilfov 81,5 3 76,2 5 42,6 6 6,8 1 Mărime firmă Firmă fară număr angajaţi

83,1 3 74,3 8 45,3 8 4,2 2

Microîntreprindere 84,4 2 74,4 3 43,4 4 3,0 2 Firmă mică 84,4 3 80,3 5 46,7 5 4,5 2 Firmă mijlocie 91,2 7 82,9 31 58,8 21 9,4 6 Firmă mare 78,9 146 61,1 583 58,8 8 11,8 14 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc

85,1 6 76,4 17 46,8 8 4,3 4


81,2 3 72,1 6 45,5 9 5,3 2

Vechime firmă Sub 2 ani 85,7 2 79,4 4 49,0 4 3,7 2 3-5 ani 80,6 9 69,5 28 44,7 9 3,9 2 6-10 ani 88,1 4 78,1 12 44,7 10 3,7 7 peste 10 ani 88,0 5 80,7 19 51,2 10 7,2 4


Pe categorii de educaţie (a se vedea datele prezentate în tabelul 3.), 85% din firmele de construcţii au angajaţi cu studii superioare (în medie, 5 angajaţi), 76% au angajaţi cu studii medii (în medie, 17 angajaţi), 46% au angajaţi cu cel mult opt clase (în medie, 8 angajaţi) şi 4% dintre firme au angajaţi fără studii (în medie, 4 angajaţi).

Firmele din Bucureşti, firmele mijlocii şi cele care există de 3-5 ani au un număr mediu de persoane cu studii superioare semnificativ mai mare decât celelalte firme. Aceleaşi firme au, de asemenea, un număr mediu mai mare de angajaţi cu studii medii.

În ceea ce priveşte angajaţii cu cel mult opt clase, aceştia sunt prezenţi în număr mai mare în firmele din judeţul Ilfov, în firmele mijlocii şi în firmele înfiinţate în urmă cu mai mult de şase ani.

Diferenţele între firme privind numărul de angajaţi fără studii formale sunt minore. Singurele care merită menţionate sunt firmele mijlocii (9% dintre acestea au angajaţi fără studii, în medie 6 persoane) şi firmele mari (12% dintre acestea au angajaţi fără studii, în medie 14 persoane).

Tabel 4 Angajaţi pe categorii de sex

Barbaţi Femei %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi Regiune Bucureşti-Ilfov 88,3 21 35,5 15 Judeţ Bucureşti 88,7 22 36,1 16 Ilfov 84,6 10 29,2 4 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 89,4 8 32,3 5 Microîntreprindere 89,8 5 30,6 3 Firmă mică 86,3 9 45,5 4 Firmă mijlocie 92,8 45 57,9 9 Firmă mare 89,5 381 36,8 360 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc 89,7 19 37,6 12 Firmă privată cu capital străin 88,4 11 30,2 5 Vechime firmă Sub 2 ani 91,8 5 30,8 3 3-5 ani 87,2 24 30,6 24 6-10 ani 91,1 17 41,8 7 peste 10 ani 91,3 28 45,0 8

După cum era de aşteptat, dat fiind specificul acestei activităţi, sectorul construcţiilor este unul puternic masculinizat: dacă 90% din firme declară că au angajaţi de sex masculin, procentul firmelor care au angajaţi de sex feminin este de numai 37%. Mai mult, dacă firmele au, în medie, 19 angajaţi de sex masculin, în cazul angajaţilor de sex feminin media este de numai 11 angajaţi.

Studiile arată că femeile sunt prezente în proportie de 35% în regiunea Bucureşti Ilfov. Cu toate acestea numărul mediu de angajaţi de sex feminin este de trei ori mai mare în firmele din regiunea Bucureşti Ilfov decât în cele din restul ţării.

La nivel de judeţ, firmele din Bucureşti se disting prin numărul mediu mare de angajaţi de sex feminin (16, comparativ cu maxim 9 în celelalte judeţe ale Romaniei).

Procentul firmelor cu angajaţi de sex feminin creşte cu mărimea firmei. Astfel, dacă doar 30% dintre microîntreprinderi au angajaţi de sex feminin, în cazul firmelor mici acest procent este de 45%, iar în cazul firmelor mijlocii procentul ajunge la 58% din firme. În cazul firmelor mari procentul celor care declară că au angajaţi de sex feminin este mai redus (doar 38%), însă


numărul mediu de angajaţi femei în aceste firme este de la nivelul sutelor, comparativ cu mai puţin de zece în celelalte categorii de firme.

Vechimea firmei este, la rândul său, asociată cu prezenţa angajaţilor de sex feminin. Astfel, dacă doar 31% din firmele mai tinere de cinci ani au angajaţi femei, în cazul firmelor mai vechi de şase ani procentul este de 42%, iar în cazul firmelor mai vechi de zece ani procentul ajunge la 45% din firme.

Tabelul 5. prezintă informaţii privind vechimea angajaţilor în firmele de construcţii. La nivelul întregului eşantion, doar 15% din firme au angajaţi care se află în firmă de mai puţin de un an (9 angajaţi în medie), 72% au angajaţi a căror vechime în firmă este de 1-3 ani (9 angajaţi în medie), iar jumătate au angajaţi care se află în firmă de mai mult de trei ani (19 angajaţi în medie).

Angajaţii care se află de cel mult un an în firmă sunt prezenţi în mai mare măsură în firmele din judeţul Ilfov (în 20% din firme), în firmele mijlocii (39% din firme), în firmele mari (26% din firme), precum şi în firmele nou înfiinţate (28% din firme) sau în firmele care există de mai mult de zece ani (19% din firme). Această categorie de angajaţi este mai rar întâlnită în firmele bucureştene (13% din firme), în microîntreprinderi (doar 7%), în firme mici (12% din firme) sau în firmele cu o vechime cuprinsă între trei şi zece ani (între 9% şi 12% din firme).

Tabel 5 Angajaţi pe categorii de vechime

Sub 1 an 1-3 ani Peste 3 ani %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi Regiune Bucureşti-Ilfov 13,5 10 72,0 10 50,3 21 Judeţ Bucureşti 12,8 10 72,2 9 51,0 22 Ilfov 20,3 6 70,5 11 43,5 7 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 19,1 5 71,3 7 28,1 2 Microîntreprindere 6,8 2 74,0 6 43,8 2 Firmă mică 12,0 4 67,8 12 74,1 4 Firmă mijlocie 38,7 12 71,6 17 89,1 26 Firmă mare 26,3 91 72,2 43 77,8 380 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc 15,3 10 71,5 9 51,1 19 Firmă privată cu capital străin 15,3 7 78,2 8 34,4 11 Vechime firmă Sub 2 ani 27,8 4 72,5 6 0,0 - 3-5 ani 8,6 9 84,1 8 21,5 64 6-10 ani 12,7 13 61,5 13 91,7 5 peste 10 ani 18,7 15 62,9 12 90,3 16

În ceea ce priveşte firmele care au angajaţi ce se află în firmă de mai mult de trei ani, prin comparaţie cu media la nivelul eşantionului (50% din firme), se remarcă firmele mici, mijlocii şi mari (între 74% şi 89% din firme), precum şi firmele care există de cel puţin şase ani (peste 90% din firme). La polul opus se află microîntreprinderile şi firmele cu capital majoritar străin, care au mai multe dificultăţi decât restul în a-şi păstra angajaţii pentru mai mult de trei ani de zile.

Tabelul 6. prezintă date privind vârsta angajaţilor din firmele de construcţii, folosind cele patru categorii standard de vârstă: sub 25 ani, 25-34 ani, 35-44 ani şi peste 45 de ani. La nivelul întregului eşantion, procente similare de firme (aproximativ 36%) au angajaţi de la cele două extreme de vârstă: sub 25 de ani şi peste 45 de ani. Şapte din zece firme au angajaţi a căror vârstă este cuprinsă între 25 şi 34 de ani, iar 57% din firme au angajaţi cu vârsta între 35 şi 44 de ani.


Tinerii ce lucrează în domeniul construcţiilor sunt mai des întâlniţi în firmele mijlocii (59% din firme) sau mari (47% din firme), precum şi în firmele ce activează de mai mult de zece ani (45% din firme). Printre firmele care sunt mai puţin dispuse să angajeze persoane sub 25 de ani se numără firmele din judeţul Ilfov, microîntreprinderile şi firmele care au cel mult cinci ani vechime.

Persoanele în vârstă de peste 45 de ani reprezintă a doua categorie de vârstă mai rar întâlnită în sectorul construcţiilor. Raportat la mărimea firmei, aproape jumătate dintre firmele mici şi mijlocii au angajaţi din această categorie de vârstă, prin comparaţie cu cel mult o treime din firmele din celelalte categorii.

Tabel 6

Angajaţi pe categorii de vârstă

Sub 25 ani 25-34 ani 35-44 ani Peste 45 ani %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi Regiune Bucureşti-Ilfov 32,9 4 68,3 5 55,0 7 35,3 9 Judeţ Bucureşti 33,5 4 68,3 5 56,3 7 35,8 10 Ilfov 27,0 4 68,8 5 42,2 7 30,2 8 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 31,6 2 69,4 3 53,8 5 31,4 5 Microîntreprindere 29,6 3 68,0 3 54,4 6 30,9 8 Firmă mică 38,8 2 65,9 5 55,7 7 47,2 6 Firmă mijlocie 59,0 6 82,0 15 74,1 20 53,8 22 Firmă mare 47,1 7 76,5 7 43,8 52 29,4 88 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc

35,2 4 69,7 5 56,4 9 36,9 11


34,3 3 70,8 7 57,4 7 29,6 11

Vechime firmă Sub 2 ani 29,4 2 66,7 3 53,1 6 34,0 7 3-5 ani 32,2 4 68,0 3 52,7 6 31,8 6-10 ani 35,0 4 67,8 8 61,3 7 40,5 10 peste 10 ani 45,2 4 78,3 7 61,4 16 39,8 19

Firmele care au participat la cercetare au fost rugate să indice şi care sunt cele mai importante cinci ocupaţii în firmă, conform numărului de angajaţi. Aceste date sunt prezentate în Figura 1., pentru acele ocupaţii care au fost numite de cel puţin 1% din firmele care au răspuns la această întrebare.

După cum se poate observa, cele mai frecvent indicate ocupaţii sunt cele de zidar (31%), dulgher (29%), instalator (27%) şi electrician (23%). Toate aceste ocupaţii sunt ocupaţii „clasice” în sectorul construcţiilor, ocupaţii ce nu necesită studii superioare.

Prima ocupaţie ce necesită studii superioare, inginerul, reprezintă a cincea ocupaţie ca număr de angajaţi în firmele de construcţii, acest răspuns fiind indicat de 15% dintre firme. Dacă adăugăm însă şi procentele obţinute de ocupaţiile inginer constructor (5,2%) şi inginer mecanic (4,6%) precum şi alte categorii de ingineri care au fost menţionate de mai puţin de 1% din firme (inginer electro-energetician, inginer ataşamentist, inginer construcţii civile industriale şi agricole, inginer instalaţii, inginer mecanic utilaj tehnologic construcţii sau inginer mentenanţă), procentul firmelor care au inclus ocupaţia de inginer pe lista celor mai importante ocupaţii din firmă creşte la 25,4%, urcând această ocupaţie pe a patra poziţie, între instalatori şi electricieni.

Maistrul este ocupaţia numită de 13% din firme. Urmează ocupaţia de director, considerată ca fiind printre cele mai importante în firmă de 10% din firme. Dacă adăugăm în aceeaşi categorie


şi administratorii (7% din firme), atunci putem spune că 17.5% din firme consideră ocupaţia de conducere ca fiind cea mai importantă pentru propria firmă, urcând această categorie pe a şasea poziţie, între electricieni şi maiştri.

Celelalte ocupaţii prezentate în Figura 1. au fost indicate de un procent variind între 1% şi 9% din firme. Dacă ocupaţiile discutate anterior se regăsesc în aproape toate firmele de construcţii, acestea sunt ocupaţii a căror prezenţă în firmă depinde de specificul activităţii acesteia. Tot pe această listă găsim şi ocupaţii care sunt prezente în toate sau aproape toate firmele (de exemplu, contabil sau consilier juridic) dar care nu ocupă un număr mare de angajaţi în firmă.

Alte 65 de ocupaţii au fost indicate de mai puţin de 1% din firme, acestea reprezentând categoria „alte ocupaţii”. Acestea sunt următoarele (în ordine alfabetică): agent comercial, alpinist utilitar, arhitect, automatist, building manager, chimist, cleaner, confecţioner produse metalice, consillier, constructor, constructor căi ferate, croitor, deservent utilaje terasiere, detector pierderi apă şi gaze, excavatorist, fochist, funcţionar administrativ, funcţionar economic, gipsar, inginer ataşamentist, inginer construcţii civile industriale şi agricole, inginer electroenergetician, inginer instalaţii, inginer mecanic utilaj tehnologic construcţii, inginer mentenanţă, inspector protecţia muncii, izolator, încălzire, macaragiu, manager, marketing, maşinist, mecanic auto, mecanic depanare, mecanic utilaje, menajeră, meserii auxiliare, mozaicar, muncitor, operator, operator devize, operator gamă, operator instalaţii, parchetar, pavator, pază, peisagist, personal, personal auxiliar, polivalenţi, portar, proiectant, protecţia muncii, reparator, secretariat, strungar, subinginer, şef echipă, tencuitor, TESA, topometrist, utilizator dispozitiv şi vopsitor.

Fig.1 - Cele mai importante ocupaţii în firmele de construcţtii


În această secţiune am obţinut o imagine a forţei de muncă din firmele de construcţii din regiunile de dezvoltare Bucureşti Ilfov în anul 2009. După cum am observat, pentru toate categoriile de firme luate în calcul, comparativ cu anul 2008, anul 2009 este caracterizat de reducerea numărului de angajaţi, reducere ce a variat între 12% din personal (în cazul firmelor mijlocii) şi 31% din personal (în cazul firmelor mari), pentru o medie de 23% la nivelul întregului eşantion. Aceste date susţin concluziile secţiunii anterioare, care arătau că 2009 a fost un an în care sectorul construcţiilor a fost afectat de criza economică, ducând la reducerea cifrei de afaceri şi a profitului. Datele ne arată şi că, dacă am lua, la întâmplare, un angajat al unei firme de construcţii, şi am fi rugaţi să îi realizăm profilul înainte de a discuta cu acesta, am maximiza probabilitatea de a crea un profil corect dacă am spune despre acesta că este bărbat, cu vârsta între 25 şi 34 de ani, cu studii medii, cu o vechime în firmă de cel puţin un an dar nu mai mult de trei ani şi că face parte din categoria personalului executant calificat, cel mai probabil fiind zidar (această ultimă caracteristică ar trebui eliminată de cei ce nu doresc să rişte).

2. Modificări în forţa de muncă

Datele din această secţiune a studiului de caz prezintă informaţii despre schimbările în forţa de muncă a firmelor de construcţii în anul 2009: cine sunt cei care au venit în firmă, cine sunt cei care au plecat din firmă şi care au fost motivele pentru angajarea sau plecarea din firmă. Ca şi în secţiunea anterioară, tabelele prezentate aici arată atât procentul firmelor care au angajat personal sau din care au plecat angajaţi (coloanele marcate cu % firme) cât şi numărul mediu de persoane sosite în firmă sau plecate din firmă pentru acele firme care au indicat această informaţie (în coloanele marcate cu medie).

Tabel 7

Persoane angajate de firmele de construcţii în 2008 şi în 2009

2008 2009 %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie


Tabelul 7. prezintă datele privind numărul de persoane angajate de firmele de construcţii în ultimii doi ani, 2008 şi 2009. Comparând situaţia angajărilor în cei doi ani, dacă în 2008, 73% din firme au angajat personal, în 2009 procentul firmelor care au făcut angajări a scăzut la 57%, situaţie ce corespunde cu reducerile de personal identificate în tabelul 1., cu diminuările cifrei de


afaceri identificate în tabelul 12. şi cu reducerea firmelor care au înregistrat profit identificată în tabelul 13. (Tablele 12. si 13. se regăsesc în anexa ataşată acestui document). Pe de altă parte, acele firme care au continuat să angajeze personal şi în 2009 au angajat, în medie, acelaşi număr ca şi firmele care au făcut angajări în 2008: şase (6) persoane. Procentul firmelor care au angajat personal nou în 2009 a scăzut pentru toate categoriile de firme luate în calcul.

Dacă ne raportăm doar la situaţia anului 2009, firmele din regiunea Bucureşti Ilfov au angajat personal nou în proporţie mai mică: doar 55%. Deşi procentul firmelor din Bucureşti care au angajat personal în 2009 a fost mai mic decât media la nivelul eşantionului, numărul mare de firme de construcţii din Bucureşti şi numărul mediu de persoane angajate de aceste firme (şapte persoane) au făcut ca firmele de construcţii din Bucureşti să ocupe cele mai multe locuri de muncă, comparativ cu celelalte judeţe ale Romaniei.

În ceea ce priveşte relaţia dintre mărimea firmelor şi angajări, se poate observa că 67% dintre firmele mijlocii şi 62% dintre firmele mici au angajat personal în 2009, procente semnificativ mai mari decât media la nivelul întregului eşantion. În acelaşi timp, procente mai mari decât media de firme care au angajat personal în 2009 au fost înregistrate pentru firmele ce activează de mai mult de zece ani (61%), dar şi pentru firmele înfiinţate în ultimii doi ani (60%).

Per ansamblu, dacă considerăm că numărul de firme din domeniul construcţiilor în cele două regiuni de dezvoltare a rămas în 2009 acelaşi ca în 2008 (aproximativ 17.969 de firme), luând în calcul procentul de firme care au angajat personal în 2008 şi în 2009 şi numărul mediu de persoane angajate în cei doi ani, putem estima că numărul persoanelor angajate în anul 2009 în sectorul construcţiilor din cele două regiuni de dezvoltare a fost cu aproximativ 25% mai mic decât numărul persoanelor angajate în anul 2008 (desigur, această estimare depinde, în mare măsură, de acurateţea datelor furnizate de firmele care au participat la cercetare).

Tabelul 8. prezintă informaţii privind categoriile de personal angajate în anul 2009 de firmele de construcţii din cele două regiuni de dezvoltare. La nivelul întregului eşantion, aproape o treime din firme au angajat personal de conducere (în medie, două persoane) şi personal executant calificat (în medie, cinci persoane) şi puţin peste o cincime din firme au angajat personal executant necalificat (în medie, şase persoane). Anul 2009 nu a fost însă un an bun pentru personalul de proiectare aflat în căutarea unui loc de muncă: doar 2% din firme au angajat personal de proiectare (în medie, două persoane).

În ceea ce priveşte mărimea firmei, firmele mari şi cele mijlocii au angajat, în proporţie mai mare decât media, personal din toate cele patru categorii, în timp ce firmele mici s-au orientat înspre personalul executant (atât calificat, cât şi necalificat).

Raportat la vechimea firmei, se poate observa că firmele nou înfiinţate au angajat în proporţie mai mare decât media atât personal de conducere, cât şi personal calificat, în timp ce firmele cu o vechime de peste zece ani au preferat să angajeze personal executant şi personal de proiectare.

Firmele au fost rugate în chestionar să indice şi motivele pentru care au făcut angajări în anul 2009. Din păcate, o mare parte din firme nu au oferit un răspuns acestui set de întrebări, astfel încât răspunsurile acestora pot fi prezentate doar la nivelul întregului eşantion, nu şi diferenţiat, pe categorii de firme. Astfel, 9% din firme au angajat personal în 2009 pentru a ocupa locuri de muncă nou create, 7% au angajat personal nou pentru a înlocui persoane care au plecat din firmă, 4% pentru a ocupa locuri de muncă care existau şi nu fuseseră ocupate, iar 1% pentru a înlocui persoane care s-au pensionat.


Tabel 8 Categorii de personal angajate în 2009

Personal conducere Personal execuţie

calificat Personal execuţie

necalificat Personal

proiectare %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie

angajaţi Regiune Bucureşti-Ilfov 29,0 2 30,4 6 20,6 7 1,9 3 Judeţ Bucureşti 29,1 2 30,2 6 20,6 7 1,6 2 Ilfov 28,8 2 31,7 3 20,3 4 5,3 4 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 40,1 1 33,6 3 21,6 7 0,7 1 Microîntreprindere 27,4 1 24,3 2 18,7 2 1,1 2 Firmă mică 25,4 2 33,0 3 28,1 3 1,8 5 Firmă mijlocie 33,6 2 49,6 11 30,6 14 6,8 1 Firmă mare 38,9 3 36,8 47 23,5 8 14,3 5 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc 31,5 2 30,9 5 22,0 3 1,8 3 Firmă privată cu capital străin 32,8 1 31,8 5 22,4 20 2,3 2 Vechime firmă Sub 2 ani 40,3 1 38,3 3 28,3 7 1,1 1 3-5 ani 32,0 2 24,6 4 15,7 3 0,9 1 6-10 ani 26,8 2 27,5 4 25,6 8 2,4 4 peste 10 ani 28,6 2 41,3 8 24,5 5 4,2 3

În tabelul 9 perspectiva se mută dinspre persoanele angajate spre persoanele care au plecat din firmele de construcţii în 2008 şi în 2009. Dacă în tabelul 7. am văzut că procentul firmelor care au angajat personal s-a redus între 2008 şi 2009 cu 15,5%, aici vedem că procentul firmelor din care au plecat angajaţi a crescut între 2008 şi 2009 cu 45,7%, de la 31.5% la 45,9%. Mai mult, numărul mediu al persoanelor care au plecat din firmele de construcţii a crescut de la şapte, în 2008, la nouă, în 2009.

Dacă ne raportăm la mărimea firmei, se poate observa că în rândul firmelor cu mai mult de zece angajaţi (firme mici, mijlocii sau mari) procentul firmelor din care au plecat angajaţi este semnificativ mai mare decât media la nivelul întregului eşantion: 55% în cazul firmelor mici şi mari şi 63% în cazul firmelor mijlocii. Dacă în ceea ce priveşte angajările făcute în anul 2009 nu existau diferenţe între firme în funcţie de tipul de capital, aici vedem că în 2009 firmele private cu capital majoritar străin au pierdut mai mulţi angajaţi decât firmele private cu capital majoritar românesc, atât sub aspectul procentului de firme (52%, comparativ cu 44%), cât şi sub aspectul numărului mediu de persoane care au plecat (11, comparativ cu 8).

În ceea ce priveşte vechimea firmei, se poate observa că firmele care există de mai puţin de cinci ani au pierdut angajaţi într-un ritm mai redus decât firmele ce există de mai mult de şase ani.

Per ansamblu, dacă considerăm că numărul de firme din domeniul construcţiilor în cele două regiuni de dezvoltare a rămas în 2009 acelaşi ca în 2008 (aproximativ 17.969 de firme), luând în calcul procentul de firme care au pierdut personal în 2008 şi în 2009 şi numărul mediu de persoane plecate în cei doi ani, putem estima că numărul persoanelor plecate în anul 2009 din sectorul construcţiilor din cele două regiuni de dezvoltare a fost cu aproximativ 50% mai mare decât numărul persoanelor plecate în anul 2008 (ca şi în cazul anterior, această estimare depinde, în mare măsură, de acurateţea datelor furnizate de firmele care au participat la cercetare).


Tabel 9

Persoane care au plecat din firmele de construcţii în 2008 şi în 2009

2008 2009 %

firme Medie

angajaţi %

firme Medie


În tabelul 10 se poate vedea situaţia personalului care a plecat din firmele de construcţii în 2009 pe categorii de personal. La nivelul întregului eşantion, cele mai multe firme (34%) au pierdut personal executant calificat. Urmează firmele care au pierdut personal executant necalificat (19% din firme) şi cele care au pierdut personal de conducere (12% din firme). Ca şi în cazul angajărilor, personalul de proiectare este mai stabil: doar 2% din firme au pierdut personal din această categorie.

Pe de altă parte, comparând situaţia angajărilor cu situaţia plecărilor, se poate observa că personalul executant calificat reprezintă singura categorie de personal pentru care procentul firmelor din care au plecat personal în 2009 este mai mare decât procentul firmelor care au angajat personal. Pentru personalul de conducere şi pentru personalul executant necalificat procentul firmelor din care au plecat angajaţi este semnificativ mai mic decât procentul firmelor care au angajat personal din aceste categorii.

Plecările din firmă sunt asociate cu mărimea firmei. Astfel, aproximativ un sfert din firmele mijlocii şi mari au pierdut personal de conducere în 2009. O proporţie semnificativ mai mare din aceste firme (8% în cazul firmelor mijlocii şi 7% în cazul firmelor mari) au pierdut şi personal de proiectare. În ceea ce priveşte personalul executant (atât calificat, cât şi necalificat), firmele cu mai mult de zece angajaţi au pierdut personal din aceste categorii în proporţie mai mare decât firmele cu mai puţin de zece angajaţi. Firmele mijlocii au înregistrat cele mai mari pierderi aici: 52% dintre acestea au pierdut personal executant calificat şi 36% au pierdut personal executant necalificat. În ceea ce priveşte vechimea firmei, firmele care există de mai mult de zece ani au pierdut în proporţie mai mare decât restul firmelor personal din toate cele patru categorii.


Tabel 10 Categorii de personal care au plecat din firmă în 2009

Personal conducere Personal execuţie calificat

Personal execuţie necalificat

Personal proiectare

% firme

Medie angajaţi

% firme

Medie angajaţi

% firme

Medie angajaţi

% firme

Medie angajaţi

Regiune Bucureşti-Ilfov 13,0 2 32,8 7 19,2 7 1,9 4 Judeţ Bucureşti 13,3 2 33,0 8 19,8 7 1,9 4 Ilfov 10,2 2 31,0 3 13,8 6 1,7 1 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 11,5 1 31,9 6 15,8 8 1,7 3 Microîntreprindere 9,9 1 28,5 3 14,5 3 0,6 1 Firmă mică 10,5 2 39,5 4 29,7 3 1,8 2 Firmă mijlocie 22,3 1 52,3 14 35,7 13 8,0 1 Firmă mare 25,0 5 47,4 69 31,6 20 6,7 20 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc

10,5 2 33,9 7 18,5 6 1,0 2

Firmă privată cu capital străin 20,7 1 34,1 6 25,4 12 1,5 2 Vechime firmă Sub 2 ani 10,4 1 28,3 3 14,5 9 1,0 1 3-5 ani 10,7 2 32,9 7 14,8 4 0,8 7 6-10 ani 12,3 2 33,6 8 21,6 8 2,8 3 peste 10 ani 15,3 2 41,7 12 19,6 8 3,2 1

Motivele plecării din firmă sunt prezentate în tabelul 11. După cum se poate observa, la nivelul întregului eşantion principalii iniţiatori ai plecării din firme au fost fie angajatul (23% din firme au indicat acest motiv), fie angajatorul (21% din firme). Pensionarea este al treilea motiv de plecare din firmă (9% din firme), urmată de terminarea contractului de muncă (în 6% din firme) şi de alte motive (pentru 5% din firme).

Tabel 11 Motivele plecării din firmă

Iniţiativele angajatorului

%

Solicitarea angajtorului

%

Terminarea contractului

%

Pensionare %

Alt motiv

% Regiune Bucureşti-Ilfov 21,1 23,3 4,7 9,1 4,7 Judeţ Bucureşti 21,0 23,4 4,7 9,4 4,9 Ilfov 21,7 23,2 4,3 5,8 2,9 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 18,7 19,3 5,0 7,7 4,7 Microîntreprindere 18,8 18,4 2,7 7,3 5,4 Firmă mică 28,0 29,6 8,0 8,8 4,8 Firmă mijlocie 28,7 35,7 12,9 15,8 5,8 Firmă mare 26,3 36,8 10,5 15,8 10,5 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc

21,2 21,6 5,3 8,5 5,3


22,1 29,3 6,4 10,0 5,0

Vechime firmă Sub 2 ani 21,3 23,9 3,0 8,1 4,1 3-5 ani 18,2 19,5 4,5 8,4 5,0 6-10 ani 24,7 25,1 5,8 6,6 5,3 peste 10 ani 24,7 26,4 9,6 13,0 7,1


Comparând firmele din cele două regiuni de dezvoltare se poate observa că singura diferenţă semnificativă se înregistrează în cazul plecărilor din cauza terminării contractului de muncă: acest motiv a fost indicat de 5% din firmele din Bucureşti Ilfov. Acest lucru sugerează şi că este posibil ca practica contractelor pe termen determinat să fie răspândită în rândul firmelor din această categorie.

Raportat la mărimea firmelor, firmele cu mai mult de zece angajaţi raportează în proporţie mai mare decât restul iniţiativa angajatorului sau solicitarea angajatului ca motive de plecare din firmă.

Terminarea contractului de muncă sau pensionarea sunt, de asemenea, raportate ca motive de plecare în mai mare măsură de firmele care au mai mult de 50 de angajaţi (firme mijlocii şi firme mari).

4. Concluzii

În această secţiune am prezentat date privind evoluţia forţei de muncă în firmele de construcţii în anii 2008 şi 2009. După cum am văzut, sectorul de construcţii s-a contractat în 2009, comparativ cu 2008 în cele două regiuni de dezvoltare, Bucureşti şi Ilfov: numărul persoanelor angajate de firmele de construcţii în 2009 a fost cu aproximativ 25% mai mic în 2008, în timp ce numărul persoanelor care au plecat din firmele de construcţii în 2009 a fost cu aproximativ 50% mai mare decât în 2008, situaţie consistentă cu datele prezentate în secţiunile anterioare ale raportului.

Bibliografie

[1] Agenţia Naţionala de Ocupare a Forţei de Muncă, România, site [2] Armstrong M., „A handbook of human resource management practice”, Seven edition, Kogan Page, London, 1999 [3] Babeanu M., Marin E., „Consideraţii asupra conceptului de dezvoltare umana în <Management şi gestiune în

economia de piaţă>”, Universitatea din Craiova, 2003 [4] Bosquet R., „Foundaments de la performance humaine dais l’entreprise”, Les Edition d’Organization, Paris, 1989 [5] Bramham J., „Practical manpower planning”, IPM, London, 1995 [6] Butler J. E. s.a, „Strategy and human resources management, South-Western Publiching Co. Cincinnatti, Ohio, 2001 [7] Hough M.L., „Personnel Selection: Looking toward the future-remembering the past”, Annual Review of

Psychology, 2000 [8] HR Club si Daedalus Millward Brown, studiu [9] http://www.anofm.ro/1542_raport-de-activitate-pentru-anul-2008 [10] http://www.anofm.ro/1645_invita%C5%A3ie-la-lansarea-proiectului-strategic-analiza-deficitului-de-

for%C5%A3%C4%83-de-munc%C4%83-calificat%C4%83-%C3%AEn [11] http://www.anofm.ro/conferinta-de-lansare-a-proiectului-sanse-egale-pentru-un-viitor-comun [12] http://www.anofm.ro/proiect-european-strategic-pentru-sectorul-de-construc%C5%A3ii [13] http://www.avocatnet.ro/content/articles?id=22806&utm_source=2879&utm_medium=email&utm_campaign=

newsletter [14] http://www.anofm.ro/search/node/analiza+fortei+de+munca [15] http://www.anofm.ro/sintez%C4%83-privind-stadiul-realiz%C4%83rii-programului-de-ocupare-a-

for%C5%A3ei-de-munc%C4%83-al-anofm-la-finele-trim-0 [16] http://www.insse.ro/cms/rw/pages/arhivabuletine2008.ro.do [17] http://www.insse.ro/cms/rw/pages/arhivaBuletine2009.ro.do [18] http://www.insse.ro/cms/rw/pages/anuarstatistic2009.ro.do [19] http://www.insse.ro/cms/rw/pages/chest_castigurisalariale.ro.do;jsessionid=0a02458c30d550d7fda54cdc43fab6

7a95089cf660cf.e38QbxeSahyTbi0Se0 -Indicii lucrărilor de construcţii pe elemente de structură şi pe tipuri de construcţii

[20] http://www.insse.ro/cms/rw/pages/chest_castigurisalariale.ro.do;jsessionid=0a02458c30d550d7fda54cdc43fab67a95089cf660cf.e38QbxeSahyTbi0Se0

[21] http://www.insse.ro/cms/rw/pages/indicatoriAnuali.ro.do [22] Institutul Naţional de Statistică (INS), site [23] Pshiolog Cristina Mihaela ION-RĂDULESCU [24] Legea nr. 53/2003, „Codul muncii” (publicată în Monitorul Oficial al României, Partea I, nr. 72 din

05.02.2003), modificată şi completată ulterior [25] Legea nr. 76/2002, „Sistemul de asigurări pentru somaj şi stimularea ocupării forţei de muncă”, modificată şi

completată ulterior


[26] Legea nr. 100/1998, „Asistenţa de sănatate publică” (publicată în Monitorul Oficial al României, nr. 203 din 06.1998), modificată şi completată ulterior

[27] Ministerul Muncii, Familiei şi Protecţiei Sociale-România, site [28] Normativ, Dispoziţii, norme, concepţii şi studii privind recrutarea şi selecţia candidaţiilor pentru admiterea în

instituţiile de învăţământ tehnic superior [29] Orio G., Patrick M. Liedtke, „Dilema ocupării forţei de muncă şi viitorul muncii”, editura All Beck, 2001 [30] Parlog C. s.a., „Preocupări privind analiza fenomenului migraţiei în România şi experienţa internaţională”,

Revista Română de Statistică, nr. 2, 2002 [31] Pert S., „Cu privire la contribuţia formării profesioanle a forţei de muncă la creşterea economică”, editura

Academiei, Bucureşti, 1974 [32] Pert S., „Evaluarea capitalului uman. Coordonate strategice ale evoluţiei pieţei muncii în România”, editura

Irli, Bucuresti, 1997 [33] Postăvaru N., „Decizie şi previziune””, editura MatrixRom, Bucuresti [34] Postăvaru N., „Managementul Resurselor Umane”, Editura MatrixRom, Bucureşti, 2000 [35] Sora V., Histache I., Mihailescu C., „Demografie şi statistică socială”, editura Economică, Bucureşti, 1996 [36] Teodorescu M., „Mişcarea migratorie şi repartiţia spaţială a populaţiei Romaniei în ultimii 50 de ani”, Revista

Română de Statistică, nr. 4, 1997 [37] Ticlea, A., „Tratat de dreptul muncii”, Editia a II-a, Editura Universul Juridic, Bucureşti, 2007 Notă: Toate paginile de internet au fost accesate ultima oară la data de 18 Iulie 2011.


ANEXA

Tabelul 12. prezintă date privind cifra de afaceri a firmelor de construcţii pentru anii 2008 şi 2009. Pentru a evita un număr mare de non-răspunsuri, firmele nu au fost rugate să indice cifra de afaceri exactă, ci să se plaseze în una din următoarele patru categorii: sub 100.000 lei, între 100.000 şi 999.999 lei, între 1.000.000 şi 9.999.999 lei şi peste 10.000.000 lei.

În anul 2008, jumătate din firme au avut o cifră de afaceri mai mică de 100.000 lei; 11% au avut o cifră de afaceri mai mare de 100.000 lei, dar nu mai mare de un milion de lei; 21% au avut o cifră de afaceri între un milion şi zece milioane; iar restul de 17% au avut o cifră de afaceri de peste zece milioane de lei.

Prin comparaţie cu anul 2008, la nivel agreat se poate observa o diminuare a cifrei de afaceri, reflectând probabil, începutul crizei economice în România. Cele mai importante schimbări se pot observa în categoria firmelor cu o cifră de afaceri cuprinsă între un milion şi zece milioane de lei: dacă în 2008 această categorie includea 21% din firme, în 2009 procentul firmelor din această categorie a scăzut la doar 12%. Deşi există şi firme care în 2008 aveau cifra de afaceri cuprinsă între un milion şi zece milioane de lei şi care, în 2009, au reuşit să depăşească pragul de zece milioane de lei, pentru majoritatea firmelor din această categorie cifra de afaceri s-a diminuat în 2009.

Astfel, în 2009, procentul firmelor cu o cifră de afaceri mai mică de un milion de lei a crescut, comparativ cu 2008, cu 7.4%; cel al firmelor cu o cifră de afaceri de peste zece milioane a crescut cu 1.7%; în timp ce procentul firmelor cu o cifră de afaceri între un milion şi zece milioane de lei a scăzut cu 9.1%.

Prin raportare doar la cifra de afaceri pentru anul 2009, diferenţele dintre firmele de construcţii din cele două regiuni de dezvoltare incluse în studiu sunt minore.

Tabel 12

Cifra de afaceri a firmelor de construcţii pentru 2008 şi 2009

Cifra de afaceri 2008 Cifra de afaceri 2009 Sub

100.000 %

100.000-999.999

%

1.000.000-9.999.999

%

Peste 10.000.000

%

Sub 100.000

%

100.000-999.999

%

1.000.000-9.999.999

%

Peste 10.000.000

% Regiune Bucureşti-Ilfov 51,0 10,6 22,0 16,4 56,6 11,9 12,1 19,4 Judeţ Bucureşti 51,0 11,2 22,0 15,7 56,1 13,0 12,0 19,0 Ilfov 50,8 5,1 22,0 22,0 60,9 2,9 13,0 23,2 Mărime firmă Firmă fără numar angajaţi

55,0 12,1 20,0 12,9 61,2 11,7 10,7 16,5

Microîntreprindere 55,2 10,4 18,2 16,1 58,6 13,2 10,3 18,0 Firmă mică 38,5 14,4 30,8 16,3 50,8 13,9 16,4 18,9 Firmă mijlocie 36,7 6,1 23,5 33,7 39,7 12,9 18,1 29,3 Firmă mare 55,6 11,1 22,2 11,1 64,3 21,4 0,0 14,3 Tip firmă Firmă privată cu capital romanesc

51,1 11,3 21,4 16,2 56,2 13,6 12,2 18,0


52,0 9,8 18,6 19,6 60,6 9,8 8,3 21,2

Vechime firmă Sub 2 ani 54,6 9,9 17,8 17,8 59,6 8,3 8,8 23,3 3-5 ani 54,2 11,0 20,6 14,3 60,0 15,4 10,0 14,6 6-10 ani 48,7 9,6 21,8 19,8 53,9 12,1 14,2 19,8 peste 10 ani 46,5 11,9 25,2 16,4 50,5 14,5 15,0 20,0


Mărimea firmei este asociată cu diferenţe semnificative în cifra de afaceri: pe măsură ce o firmă este mai mare, procentul firmelor cu cifra de afaceri mai mare de un milion de lei creşte, iar cel al firmelor cu cifra de afaceri mai mică de 100.000 lei scade. Excepţia de la acest “model” este dată de firmele mari, însă trebuie reamintit faptul că în eşantion nu există decât 19 firme cu mai mult de 250 de angajaţi, astfel încât împărţirea acestor firme în categorii suplimentare scade reprezentativitatea rezultatelor. Vechimea firmelor este, de asemenea, asociată cu diferenţe în distribuţia în funcţie de cifra de afaceri: firmele nou înfiinţate tind să aibă cifre de afaceri mai mici, acestea însă cresc o data cu vechimea firmei.

Tabelul 13. prezintă distribuţia firmelor în funcţie de profitul obţinut pentru ultimii doi ani, 2008 şi 2009. Ca şi în cazul anterior, pentru a evita refuzul firmelor de a răspunde la această întrebare, nu am cerut cifrele exacte, ci doar să ni se indice dacă firma a încheiat anul în pierdere, pe zero sau cu profit. La nivelul întregului eşantion, în 2008 jumătate din firme au încheiat anul în pierdere, 10% au încheiat anul fără profit, iar 40% au încheiat anul cu profit. În anul 2009 se observă o uşoară creştere a procentului de firme care au încheiat anul pe zero (15%), alimentată atât de firme care în 2008 au înregistrat pierderi cât şi de firme care au înregistrat profit în anul anterior. Dintre celelalte categorii de firme se remarcă firmele mici şi mijlocii, aproape jumătate dintre acestea înregistrând profit în anul 2009. Firmele care există de mai mult de şase ani au avut, de asemenea o performanţă mai bună în anul 2009, comparativ cu firmele mai nou înfiinţate. Imaginea prezentată de datele din această secţiune nu este foarte favorabilă firmelor de construcţii din cele două regiuni de dezvoltare incluse în studiu. Vorbim despre un sector în care pentru mai mult de jumătate din firme principalul tip de client este persoana fizică. În condiţiile crizei economice, persoanele fizice au redus probabil cheltuielile, ceea ce a făcut ca firmele de construcţii să aibă de suferit în ceea ce priveşte cifra de afaceri şi profitul pentru anul 2009. În acelaşi timp, trebuie remarcat că doar 36% dintre firmele de construcţii au făcut investiţii în anul 2009 şi că doar 28% dintre firme au o strategie de dezvoltare. Astfel, vedem un sector cu probleme financiare şi care, cel puţin în prezent, nu îşi pune problema dezvoltării afacerilor, ci, mai degrabă, problema supravieţuirii.

Tabel 13

Distribuţia firmelor de construcţii în funcţie de profitul pentru 2008 şi 2009

2008 2009 Pierdere

% Zero

% Profit

% Pierdere

% Zero

% Profit

% Regiune Bucureşti-Ilfov 50,3 12,2 37,5 44,7 16,7 38,6 Judeţ Bucureşti 50,9 12,1 37,0 45,0 16,2 38,8 Ilfov 45,0 13,3 41,7 42 21,7 36,2 Mărime firmă Firmă fără număr angajaţi 51,9 12,6 35,6 48,3 16,8 34,9 Microîntreprindere 52,2 12,0 35,8 46,8 17,7 35,5 Firmă mică 48,7 3,5 47,8 47,6 6,5 46,0 Firmă mijlocie 36,2 8,5 55,4 36,0 12,9 51,1 Firmă mare 64,3 7,1 28,6 73,3 13,3 13,3 Tip firmă Firmă privată cu capital românesc 49,4 10,3 40,3 46,4 15,0 38,6 Firmă privată cu capital străin 52,5 11,0 36,4 47,1 17,6 35,3 Vechime firmă Sub 2 ani 50,3 10,2 39,5 44,2 14,7 41,1 3-5 ani 53,9 12,8 33,2 51,2 18,6 30,2 6-10 ani 46,6 11,4 42,0 43,6 15,0 41,5 peste 10 ani 47,7 6,6 45,7 42,8 11,7 45,5


STABILIREA SECŢIUNII EFICACE A ANTRETOAZEI UNUI POD METALIC RUTIER CU HOBANE CU DESCHIDERE MEDIE, ÎN

CONFORMITATE CU PREVEDERILE DIN SR EN 1993

ESTABLISHING THE EFFECTIVE CROSS-SECTION OF THE CROSS BEAM OF A METALLIC CABLE-STAYED ROAD BRIDGE WITH

MEDIUM SPAN, ACCORDING TO THE SR EN 1993 REGULATIONS

Iuliana BĂLAN1

Rezumat: Scopul principal al acestui articol este evidenţierea aplicării Normelor Europene (SR EN) la proiectarea componentelor structurale ale unui pod hobanat, şi anume stabilirea lăţimilor eficace a secţiunii transversale a unei antretoaze ce intră în alcătuirea grinzilor căii, utilizând „SR EN 1993-1-5. Proiectarea structurilor de oţel. Elemente structurale din plăci plane solicitate în planul lor“. Antretoazele sunt elemente structurale foarte zvelte, supuse parţial sau în întregime la compresiune. Raportul dintre lăţime şi grosime determină dacă elementul este sensibil la voalare locală şi conduce la reducerea rezistenţei secţiunii transversale. Secţiunile transversale ale elementelor sunt clasificate în 4 Clase de secţiuni, în funcţie de sensibilitatea lor la apariţia voalării locale şi de capacitatea lor de rotire (Clasele 1 şi 2). Rezistenţa redusă a secţiunilor transversale de Clasă 4 poate fi luată în calcul prin utilizarea lăţimilor eficace ale elementelor.

Cuvinte cheie: pod hobanat, eurocod, antretoază, lăţime eficace, clase de secţiuni

Abstract: The general purpose of this article is to highlight the application of the European Norms (EN) in the design of the structural components of cable stayed bridges, namely the establishment of the effective widths of the cross beam cross section, which are part of the beam path, using SR EN 1993-1-5. Cross beams are very slender structural elements subjected, partially or totally, to compression. The ratio of width to thickness determines whether the element is susceptible to local buckling and leads to the reduction of the cross- section resistance. The element cross - sections are classified into 4 Classes of cross sections, depending on their susceptibility to the local knuckling and their rotation capacity *Classes 1 and 2(. The reduced resistance of the Class 4 cross – sections it is taken into account by using the effective widths of the section flanges.

Keywords: cable stayed bridge, eurocode, cross-beam, effective width, cross-section Classes

1. Introducere

Podurile cu hobane, în concepţia cunoscută astăzi, s-au dezvoltat şi utilizat cu mare frecvenţă numai în ultimii 60 de ani. Ideea realizării structurilor cu reazeme suplimentare elastice care să nu afecteze spaţiul liber de sub pod , utilizând hobane, este cunoscută însă de sute de ani. Înţelegerea insuficientă a sistemului static pentru aceste tipuri de structuri, dificultăţile de analiză

1 Asistent ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assitant, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges), e-mail: [email protected] Referent de specilitate: Prof.univ.dr.ing. Popa Nicolae, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assitant, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges)


structurală şi mai ales utilizarea unor materiale inadecvate pentru hobane (lanţuri, fier rotund, etc) au condus la realizări modeste şi uneori la eşecuri, înainte de cel de-al doilea razboi mondial. Utilizarea pentru hobane a cablurilor realizate din oţeluri de înaltă rezistenţă, dezvoltarea metodelor şi mijloacelor de analiză structurală (programe complexe de analiză structurală şi utilizarea calculatoarelor performante) sunt principalii factori care au determinat dezvoltarea, progresul tehnologic şi performanţele cunoscute ale structurilor cu hobane. Domeniul de utilizare a podurilor cu hobane este foarte mare, de la deschiderile mici şi medii (L<100m), până la deschideri foarte mari (L>1000), acoperind în principal domeniul dintre deschiderile podurilor cu grinzi sau arce ( mL 30020÷= ) şi cele ale podurilor suspendate (

mL 20001100÷= ). Datorită competitivităţii structurilor cu hobane, în ultimii 30 de ani s-au construit numeroase poduri cu deschideri mici şi medii unde erau consacrate structurile cu grinzi sau cu arce dar mai cu seamă pentru deschideri foarte mari ( mL 1100500÷= ) unde se utilizau doar podurile suspendate. În concepţia generală si proiectarea structurilor de poduri cu hobane trebuie întotdeauna rezolvată, în mod optim, interdependenţa dintre patru parametri fundamentali care sunt: mărimea deschiderilor, înălţimea pilonilor, rigiditatea tablierului, numărul şi configuraţia hobanelor. Componentele principale ale unui pod hobanat sunt: pilonii, tablierul şi hobanele. În general pilonii şi tablierul se realizează din beton armat sau oţel, iar hobanele din oţel de înaltă rezistenţă. Podurile hobanate pot fi rutiere sau de cale ferată. În funcţie de numărul deschiderilor, podurile hobanate se clasifică astfel: cu o deschidere (ce pot avea unul sau doi piloni), cu două deschideri (simetrice, nesimetrice sau nesimetrice cu pilon înclinat), cu trei deschideri sau cu deschideri multiple [1]. Din punct de vedere al configuraţiei hobanelor, podurile hobanate se clasifică în funcţie de configuraţia transversală şi cea longitudinală. În funcţie de configuraţia transversală se disting poduri cu un singur plan central de hobane, cu două planuri laterale sau cu trei planuri, unul central şi două laterale. În funcţie de configuraţia longitudinală se disting poduri în harpă, în evantai, semi-harpă şi asimetrice.

2. Generalităţi

2.1. Clasificarea secţiunilor transversale

Scopul clasificării secţiunilor transversale este acela de a identifica în ce măsură rezistenţa lor şi capacitatea de rotire sunt limitate de apariţia pierderii stabilităţii locale.

Normele SR EN 1993 stabilesc această clasificare a secţiunilor transversale în funcţie de următoarele criterii [2]:

- zvelteţea elementelor verticale, - rezistenţa de calcul, - capacitatea de rotire plastică, - riscul de voalare locală.

Patru Clase de secţiuni au fost definite, de la secţiunea 1 (cea mai perfomantă) până la secţiunea 4 (cea mai slabă). Acestea sunt:

- Clasa 1: secţiuni transversale care îşi pot atinge rezistenţa plastică, fără risc de voalare locală, şi având o capacitate de rotire importantă pentru a forma o articulaţie plastică.

- Clasa 2: secţiuni transversale care îşi pot atinge rezistenţa plastică, fără risc de voalare locală, dar cu o capacitate de rotire limitată.


- Clasa 3: secţiuni transversale care îşi pot atinge rezistenţa elastică la fibra extremă, dar nu şi rezistenţa plastică, din cauza riscului de voalare locală.

- Clasa 4: secţiuni transversale care nu îşi pot atinge rezistenţa elastică, din cauza riscurilor de voalare locală.

Stabilirea clasei secţiunii transversale depinde de raportul lăţime/grosime al componentelor secţiunilor transversale supuse la compresiune. Prin pereţi supuşi la compresiune se înţelege fiecare element (reper) al secţiunii transversale, parţial sau total comprimat, sub efectul grupării de încărcări considerate.

Pereţii comprimaţi ai unei secţiuni transversale (inimă sau talpă) pot fi în general de clase diferite. Clasa secţiunii va fi cea mai mare (cea mai puţin favorabilă) a pereţilor săi comprimaţi.

2.2. Caracteristicle structurii hobanate

Structura analizată în acest subcapitol este un pod rutier metalic cu hobane. Caracteristicile structurii sunt următoarele:

- deschiderea L=100m - lungimea totală Ltot=2x100=200m - înălţimea pilonului Hpilon=65m - configuraţia hobanelor: evantai (toate hobanele converg în vârful pilonului) - secţiunea pilonului este variabilă - în zona de prindere a hobanelor, antretoaza principală are înălţimea de 2.50m, iar între

prinderile hobanelor antretoaza secundară are înălţimea de 1.25m.

Fig. 1 - Schema statică a structurii analizate

Fig. 2 - Secţiunea transversală a tablierului în zona de prindere a hobanelor


Tablierul podului este integral metalic, cu două casete, având o lăţime de 16.00 m şi o înălţime de 2.50m. Grosimea tolei superioare este de 15mm. Grosimea tolei inferioare este de 40mm.

Nervurile longitudinale sunt dispuse din 800 în 800 de mm pe zona tolei superioare şi din 850 în 850 de mm pe tola inferioară şi au o grosime de 10 mm. Nervurile au formă trapezoidală, cu laturile de 230 şi 170 mm şi înălţimea de 200 mm.

Antretoazele au înălţime de 2.50 în zonele ancorajelor, fiind dispuse din 10 în 10m, şi înălţime de 1.25m în câmp, fiind dispuse tot din 10 în 10m, toate având o grosime a inimii de 15mm.

Hobanele sunt integral metalice, cabluri închise.

Pilonii sunt confecţionaţi integral din metal, având secţiune variabilă de la bază către vârf. Pilonii prezintă rigidizări pe toată lungimea lor, dispuse din 5 în 5m, cu grosime de 15mm.

Oţelul din care sunt confecţionate elementele este S355.

2.3. Stabilirea lăţimii eficace a antretoazei principale

Se vor respecta prevederile din SR EN 1991-1-1: 2006. Oţelul din care sunt confecţionate antretoazele este de tip S355 =>

pentru mmt 40≤ 2355mm

Nf y = limita de curgere

pentru mmt 40> 2335mm

Nf y =

2.3.1. Stabilirea Clasei elementelor comprimate ale secţiunii transversale Talpa superioară a antretoazei este supusă la compresiune.

Fig. 3 - Secţiunea transversală a antretoazei principale

Platbandă (perete interior) – 2500x15mm

mmc 25002

5000== lăţimea peretului comprimat

mmt 15= grosimea nominală a elementului

2355mm

Nf y =

67.166=tc raportul lăţime – grosime

814.0235==

yfε deformaţia specifică


Conform tab. 5.2 din SR EN 1993-1-1, pentru pereţii supuşi la compresiune, avem: limita 172.3442 =ε

ε42>tc => element Clasa 4

Inima antretoazei este supusă la încovoiere. Platbandă – 2470x15mm

mmc 2470= lăţimea peretului mmt 15= grosimea nominală a elementului

2355mm

Nf y =

67.164=tc raportul lăţime – grosime

814.0235==

yfε deformaţia specifică

Conform tab. 5.2 din SR EN 1993-1-1, pentru pereţii supuşi la încovoiere, avem: limita 89.100124 =ε

ε124>tc => element Clasa 4

Secţiunea transversală a antretoazei este Clasa 4.

2.1.2. Determinarea secţiunii eficace a antretoazei Deoarece secţiunea transversală a antretoazei este Clasa 4, se va determina aria eficace (redusă) ce ţine seama de voalarea inimii şi de efectul „shear lag”.

2124.015247030400155000 mAbruta =×+×+×= (1) • Talpa superioară comprimată

1=ψ raportul de tensiuni => 4=σk coeficientul de pierdere a stabilităţii corespunzător raportului de

tensiuni ψ şi condiţiilor de margine

mmc 25002

5000==

mmt 15=

814.0235==

yfε

606.34.28

==σε

λk

tc

p zvelteţea plăcii (2)

Conform relaţiei (4.2) din SR EN 1993-1-5:2007, pentru elemente interne comprimate, dacă 673.0>pλ , rezultă

( ) 26.03055.02 =

+−=

p

p

λψλρ (3)

Din tab. 4.1 din SR EN 1993-1-5, avem: mmbbeff 651250026.0 =⋅=⋅= ρ

mmbb effe 3255.01 =⋅=


mmbb effe 3255.02 =⋅=

Fig. 4 - Lăţimea eficace a tălpii superioare a antretoazei

• Inima supusă la încovoiere

327.01895620

max

min −=−

=−

=z

zψ (4)

01 <<− ψ => 915.1078.929.681.7 2 =+−= ψψσk (5) mmc 2470=

mmt 15=

157.24.28

==σε

λk

tc

p (6)

( ) 432.03055.02 =

+−=

p

p

λψλρ (7)

mmtzb ts 605min =−= (8) Din tab. 4.1 din SR EN 1993-1-5, avem:

mmbbeff 261=⋅= ρ mmbb effe 1054.01 =⋅= mmbb effe 1576.02 =⋅=

Centrul de greutate şi caracteristicile secţiunii eficace se vor determina cu ajutotul programului de calul SAP2000. Centrul de greutate va fi:

mmz eff 1333.max = mmz eff 1182.min =

mmzze effz 56213331895.maxmax =−=−= Aria secţiunii eficace datorată voalării inimii va fi:

2. 0634.0 mA effc = (9)

Momentul de inerţie al secţiunii eficace va fi: 4

,. 0627.0 mI yeffc = (10) 4

,. 0029.0 mI zeffc = (11) Pentru a ţine seama de efectul „shear lag”, se vor determina:


mmb2

50000 =

mLe 00.7=

14.0507

50==eL

mmt 151 = Pentru a lua în considerare efectele combinate ale voalării împreună cu fenomenul „shear lag”, se va folosi următoarea relaţie:

ulteffceff AA β⋅= , (12)

839.110

,0 =

⋅=

tbA effcα

328.000 =⋅

=eLbk α =>≤< 70.002.0 k

592.04.61

12 =

+=

kultβ (13)

2, 0375.0 mAA ulteffceff =⋅= β

4,,, 0371.0 mII ultyeffcyeff =⋅= β

4,,, 0017.0 mII ultzeffczeff =⋅= β

Fig. 5 - Secţiunea eficace a antretoazei principale

3. Concluzii

Această lucrare are ca scop evidenţierea modului de aplicare a normelor europene (Eurocoduri), care sunt valabile în România începând cu martie 2010 şi care în curând vor înlocui standardele româneşti, încă în vigoare.

Eurocodurile reprezintă o serie de standarde europene ce oferă o abordare comună pentru proiectarea lucrărilor de inginerie civilă. Aceste standarde furnizează o înţelegere comună în ceea ce priveşte proiectarea structurilor între proprietari, operatori şi utilizatori, contractori proiectanţi şi producători de produse de construcţie.

Normele de proiectare pentru structurile metalice de poduri (SR 1911) se bazează pe metode de calcul ce utilizează metoda rezistenţelor admisibile. Deoarece prin noile tendinţe europene s-a trecut la fundamentarea normelor de calcul pe baze probabilistice, a devenit obligatorie


modificarea actualelor prescripţii de proiectare, prin trecerea la metode de calcul la stări limită. Acest lucru implică determinarea valorilor caracteristice ale rezistenţelor materialului pe baze probabilistice. În standardul românesc, pentru asigurarea elementelor structurale, alcătuite din plăci cu sau fără rigidizări, împotriva fenomenului de voalare, se utilizează metoda coeficientului de siguranţă la voalare.

Standardul european pentru proiectarea structurilor de oţel (EUROCOD 3) introduce un nou concept mai clar pentru garantarea aptitudinilor necesare structurilor în exploatare şi pentru garantarea siguranţei structurale, definind tipurile şi principiile verificărilor necesare. Verificările de siguranţă structurală introduc diferiţi factori pentru încărcări, rezistenţe şi metodele de calcul utilizate care ţin seama în calcul de imperfecţiunile inerente referitoare la acţiuni şi rezistenţe cât şi de influenţele ipotezelor şi modelelor de calcul acceptate.

Pentru proiectarea structurilor metalice alcătuite din plăci plane cu sau fără rigidizări şi fără solicitări perpendiculare pe planul lor median s-a elaborat partea 1.5 din Eurocod 3 care are ca scop să ofere reguli suplimentare pentru aceste tipuri de structuri, utilizate cu frecvenţă mare la poduri cu grinzi cu inimă plină sau casetate, dar şi la alte tipuri de construcţii metalice. Această parte 1.5 a Eurocodului 3 a fost realizată ca un complement la Partea a doua a Eurocodului 3, care se referă la proiectarea podurilor metalice, precizând regulile care trebuie aplicate la structurile din plăci plane, ale podurilor cu grinzi cu inimă plină şi casetate. Deoarece acestea nu sunt specifice doar podurilor, documentul separat care este în prezent va fi încorporat în viitor împreună cu alte reguli generale în Partea întâi e Eurocodului 3.

Bibliografie

[1] Walther, R.; Houriet, B.; Isler, W.; Moia, P. - Cable Stayed Bridges. Thomas Thelford. Londra 1999 [2] *** SR EN 1993-1-5: 2008. Proiectarea structurilor de oţel. Elemente structurale din plăci plane solicitate în

planul lor


STRUCTURI METALICE CU DESCHIDERE MARE. ÎNCERCĂRI EXPERIMENTALE PE ÎMBINĂRI CE NECESITĂ ATENŢIE SPORITĂ

METALLIC STRUCTURES WITH LARGE SPANS. TESTS ON JOINTS REQUIRING SPECIAL ATTENTION

Ștefan Mihai BURCIU1

Rezumat: Prezentul articol tratează problema structurii acoperișului unei săli polivalente cu deschidere maximă de 84 metri, ce se va construi în Constanța, România. Pentru realizarea acesteia, s-au propus două tipuri de acoperiș, unul cu inel central de compresiune și inel marginal de întindere și altul cu ferme spațiale tridimensionale pe toată deschiderea. Conceptul structural al acestei construcții în varianta I este unul special, format din grinzi cu zăbrele spațiale tridimensionale cu o înălțime maximă de 4.00 metri în zona de îmbinare cu stâlpii către inelul marginal de întindere și cu o înălțime de 2.00 metri în zona de îmbinare cu inelul central de compresiune. În varianta a II-a, conceptul structural se bazează pe un acoperiș clasic cu ferme triunghiulare spațiale pe deschidere de 84 metri. Pentru prima variantă a fost modelată o îmbinare între două țevi cu diametre diferite cu ajutorul programului SAP2000. Această îmbinare realizată la scară 1:1 a fost încercată în Laboratorul de Construcții Metalice Pentru acesta imbinare au fost observate deformatiile precum şi zonele de cadare. În cazul concretizării acestei construcții în varianta I sau II, acesta va avea acoperișul cu cea mai mare deschidere de la noi din țară.

Cuvinte cheie: sală polivalentă, acoperiș metalic, inel de compresiune, inel de întindere, îmbinări

Abstract: This article discusses the problem of roof structure of a multipurpose hall with a maximum opening of 84 meters, which will be built in Constanta, Romania. To achieve this, we have proposed two types of roof, one with a central compression ring and a tension ring and one with marginal trusses throughout the opening three-dimensional space. The structural concept of this special version I construction is made up of three-dimensional spatial lattice beams with a maximum height of 4.00 meters in the columns joined with the marginal ring stretch and a height of 2.00 meters in the connecting ring central compression. In variant II the structural design is based on a triangular classic roof space on trusses with an opening of 84 meters. For the first case a joint between 2 pipes with different diameters was designed in SAP2000 . The same joint at the real scale was tested in the structural methalic laborator. If this option or the II construction is implemented, it will be the largest roof opening in our country.

Keywords: roof metal, compression ring, stretching ring, joints.

Introducere

Acoperişurile reprezintă subansambluri constructive, amplasate la partea superioară a clădirilor şi care sunt incluse în subsistemul elementelor de închidere. Rolul principal al acoperişurilor este acela de a asigura un mediu interior protejat față de acțiunea factorilor agresivi ai mediului exterior: variații de temperatură, umiditate, ploaie, vânt, praf, noxe, zgomot, etc. În funcție de forma arhitecturală adoptată, se întâlnesc acoperişuri cu suprafețe plane, înclinate (versanţi sau ape)-intersecția versanților formează dolii şi creste (coame), acoperişuri curbe-bolți, cupole şi cu dublă curbură, acoperişuri tip shed utilizate la anumite hale industriale, ateliere de creaţie, de

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Doctoral Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Constructions), Catedra de Costrucţii metalicee-mail: [email protected] Referent de specilitate: Prof.univ.dr.ing. Chesaru Eugen, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Doctoral Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Constructions)


expoziție, acoperişuri cu luminatoare, folosite la clădiri cu deschideri mari, la care iluminarea naturală nu se poate asigura numai prin ferestre.

Din gama de construcţii existente, o atenţie specială necesită acoperişurile cu dublă curbură utilizate în general la construcţiile cu deschideri mari, destinate a satisface cele mai diverse necesităţi ale oamenilor: de cultură, de comunicare, comerciale, de producţie, de agreement, etc. Aceste clădiri sunt de regulă unicat, atât ca destinaţie, cât şi ca rezolvare constructivă şi arhitectonică. În ansamblu şi pe subansamble, ele nu se pretează nici unei tipizări, cu excepţia poate a unor elemente secundare sau a halelor industriale. La alegerea soluţiilor, formelor acoperişului, materialelor, se ţine cont şi de mediul interior/exterior, mediu normal, agresiv sau foarte agresiv. În funcţie de destinaţie şi mediu, clădirile pot fi amplasate în apropierea mării, a platformelor chimice (rafinării), pot adăposti procese umede (bazine de înot). Sunt cunoscute cazuri când elementele structurale din lemn, lemn şi metal, chiar beton ale acoperişurilor au fost distruse în mod lent sau rapid în funcție de intensitatea agresivă a mediului. Prin urmare, la proiectarea elementelor de construcție, pentru asigurarea durabilității lor, trebuie să se țină seama de regimul de expunere la intemperii şi la umiditate, precum şi de condițiile specifice de exploatare/degajări chimice, noxe, mediu salin, etc. La construcțiile cu deschideri mari, orice imperfecțiune locală a suprafeței acoperişului poate conduce/antrenând la distrugere, toată suprafața clădirii (pierderea stabilității). De aceea se impune o execuție de înaltă calitate. În cele mai multe din aceste situații, consecințele nu pot fi prinse în calculele de rezistență obişnuită, cel mult se iau măsuri de protecție sau de prevenire.

Pentru a cerceta influența curburii grinzilor spațiale ale acoperişurilor cu dublă curbură asupra stării de eforturi, deformabilității, precum şi asupra stabilităţii generale, s-au luat în considerare două variante de structuri de acoperiş cu deschidere de 84 metri, unul cu inel central de compresiune şi inel marginal de întindere şi altul cu ferme spațiale tridimensionale pe toată deschiderea. Variantele analizate reprezintă modelele structurale ale unei săli polivalente ce se va construi în România după normativele şi standardele în vigoare şi după eurocode.

Acoperiş cu deschidere maximă de 84 m în varianta cu inel central de compresiune şi inel marginal de întindere- Varianta I

Sala polivalent ă în varianta I este concepută ca având o structură metalică cu deschidere maximă de 84 metri şi travee de maximum 12 metri. Conceptul structural al acestei construcţii este unul aparte, format din grinzi cu zăbrele spaţiale tridimensionale cu o înălţime maximă de 4.00 metri în zona de îmbinare cu stâlpii către inelul marginal de întindere şi cu o înălţime de 2.00 metri în zona de îmbinare cu inelul central de compresiune.

Inel central de compresiune

Inel marginal de întindere

Fig. 1 - Vedere tridimensională a acoperişului cu inel de compresiune și inel de întindere


ferme triunghiulare spatiale zona de îmbinare a inelului de compresiune cu ferme spatiale

zona de îmbinare a inelului de întindere

cu ferme spatiale

stâlpi spatiali triunghiulari

îmbinare grindă triunghiulară cu stâlp triunghiular

Fig. 2 - Elemente principale ale acoperișului cu inel de compresiune și inel de întindere

Inelul de compresiune se propune a fi realizat spaţial din patru profile din ţeavă rotundă, rigidizate între ele cu zăbrele. Din inelul de compresiune pornesc ferme cu alcătuire spaţială variabile ce merg către stâlpii marginali, de asemenea spaţiali, dar şi ferme plane ce se vor rezema pe inelul marginal de întindere. Atât fermele tridimensionale, cât şi cele plane se vor termina cu nişte coaste ce se reazemă pe stâlpii marginali rotunzi, astfel încât aceştia vor crea o imagine arhitecturală deosebită.

Acoperiş cu deschidere maximă de 84 m în varianta cu ferme spaţiale triunghiulare pe toată deschiderea- Varianta a II-a

Conceptul structural în varianta a II-a se bazează pe un acoperiş clasic cu ferme triunghiulare spaţiale pe deschidere de 84 metri. În zonele de capăt, fermele triunghiulare vor fi îmbinate radial pe ultima fermă transversală.

Fig. 3 - Vedere tridimensională a acoperişului cu ferme spațiale de 84 metri


Din punct de vedere geometric, fermele spaţiale au o înălţime maximă centrală de patru metri și o lăţime între cele două tălpi comprimate de la partea superioară de doi metri. În cazul acestui sistem, fermele spaţiale vor fi legate între ele printr-un sistem de ferme longitudinale ce au rol de a stabiliza atât tălpile superioare ce sunt supuse la compresiune, cât şi tălpile inferioare ce sunt supuse la întindere.

1. Modelarea unei îmbinări reale cu ajutorul programului SAP2000

Încercarea experimentală are la bază îmbinarea reală dintre un stâlp şi o fermă tridimensională. Datorită complexităţii executării nodului în care se îmbină 12 bare, am recurs la a proiecta o ţeavă rotundă cu diametru 400 mm şi grosime de 30 mm în jurul acestuia pentru ca toate barele să se unească pe această ţeavă. Pentru încercarea experimentală am luat în considerare doar îmbinarea ţevii cu D=400mm şi t=30mm cu o ţeavă cu D=168.5mm şi t=6.3mm.

Fig. 4 - Vedere tridimensională a îmbinării dintre două elemente principale de structură

Fig. 5 - Vedere tridimensională a nodului în care se îmbină 12 bare având diametre diferite

Datorită numărului mare de bare din nod am recurs la poziţionarea unui tronson de ţeavă groasă rigidizată în care vor veni îmbinate celelalte ţevi subţiri. În programul SAP 2000 am modelat un nod real din structura de rezistenţă a acoperişului sălii polivalente. Nodul de structură face parte din îmbinarea fermelor spaţiale triunghiulare cu stâlpul spaţial triunghiular. Modelarea a constat în realizarea unui model cât mai aproape de realitate ţinând seama atât de proprietăţile reale ale materialelor, cât şi de caracteristicile geometrice ale acestora. Pentru o mai bună reprezentare a eforturilor unitare de întindere şi de forfecare am împărţit elementele îmbinate în suprafeţe cât mai mici cu aria de 1-2 cmp. Prin modelarea elementelor circulare am realizat îmbinarea propriu-zisă ce a reprezentat obiectul acestei încercări. După cum se poate observa şi în cazul real de încercare pe standul din laboratorul de construcţii metalice, la extremităţile nodului, adică în partea superioară a


tronsonului de ţeavă am proiectat o articulaţie în care am aplicat o forţă concentrată. O asemenea articulaţie am proiectat şi în zona mediană inferioară a tronsonului de ţeavă cu diametrul mai mare.

Mai jos sunt prezentate caracteristicile principale ale elementelor îmbinate, precum şi rezultatele obţinute în urma modelării.

Tronson de teavă de 400x30-1000

Tronson de teava de 168.5x6.3-2500

Fig. 6 - Nod (îmbinare țeava 400x30x1000 cu țeavă 168.5x6.3x2500) modelată în SAP2000

În model au fost introduse ca date de intrare materialele-S235, elementele metalice- ţeavă 400x30x1000 şi ţeavă 168.5x6.3x2500, încărcare concentrată 660 KN = Pcr, ţeavă 168.5x6.3x2500. Din punctul de vedere al datelor de iesire se urmăresc eforturile unitare în cele 2 ţevi, deplasarea maximă până la atingerea eforturilor unitare maxime, modalităţile de cedare şi de rigidizare a zonelor defectuoase.

În tabelul nr. 1 sunt prezentate câteva puncte caracteristice unde s-a înregistrat deplasarea maximă pe cele trei direcţii.

Tabel 1

Deplasări ale punctelor pe cele trei direcții

Deplasările punctelor Puncte Cazul de încărcare Combinatia U1 U2 U3 R1 R2 R3

m m m Radians Radians Radians1 Comp. cent. Static liniar -0.030 0.000 -0.001 0.000 0.001 0.017 2 Comp. cent. Static liniar -0.030 0.000 -0.001 0.000 0.001 0.018 3 Comp. cent. Static liniar -0.030 0.000 -0.001 0.001 -0.009 0.019 4 Comp. cent. Static liniar -0.030 0.000 -0.001 0.001 -0.009 0.017 5 Comp. cent. Static liniar -0.030 0.000 -0.001 0.002 -0.019 0.020 6 Comp. cent. Static liniar -0.030 0.000 -0.001 0.002 -0.019 0.019 7 Comp. cent. Static liniar -0.028 0.000 -0.001 0.000 -0.091 -0.001 8 Comp. cent. Static liniar -0.028 0.000 -0.001 0.002 -0.090 0.005 9 Comp. cent. Static liniar -0.027 0.000 -0.002 0.001 -0.100 0.004

10 Comp. cent. Static liniar -0.027 0.000 -0.002 0.000 -0.100 -0.001 *comp. cent. – compresiune centrica


Distributia eforturilor unitare în zona îmbinării Distributia crescătoare a eforturilor unitare pe peretii tevii

Fig. 7 - Eforturile unitare S11 ( s11)

Analizând această încercare se poate observa cum eforturile unitare de întindere ( s11) de pe direcţia X, în ţeava cu diametrul mai mare, încep să crească dar nu ating limita superioară, adică atingerea pragului de curgere ( vezi tabelul nr 2).

Fig. 8 - Eforturile unitare S22 ( s22)

În cazul acestei încercări reiese că eforturile unitare de întindere ( s22) de pe direcţia Y, în ţeava cu diametrul mai mare, încep să crească dar nu ating limita superioară, adică atingerea pragului de curgere ( vezi tabelul nr 2).

Zona punctelor 3,4,5,6,14,15

Zona punctelor 7,8,9,10,11,12,13

Fig. 9 - Eforturile unitare S12 ( t12)


Din analiza acestei încercări, putem observa că valorile eforturilor unitare de forfecare ( t12), în țeava cu diametrul mai mare, încep să se mărească având un parcurs ascendent dar nu ating limita superioară reprezentată de pragul de curgere ( vezi tabelul nr 2).

Tabel 2

Eforturi unitare de intindere si forfecare pe suprafata tevii de 400x30- 1000mm

Eforturi tangentiale in element – TEAVA 400X30-1000

Suprafața Tipul

suprafeței Punc

t Cazul de încărcare

Combinația de încărcări S11 S22 S12

N/mm2 N/mm2 N/mm21 Membrana 1 *Comp. cent. Static liniar -146.856 -161.852 -7.436 1 Membrana 2 Comp. cent. Static liniar -119.997 -157.402 -5.444 1 Membrana 3 Comp. cent. Static liniar -119.829 -171.217 -17.89 1 Membrana 4 Comp. cent. Static liniar -142.658 -165.109 -17.583 2 Membrana 4 Comp. cent. Static liniar -144.971 -168.099 -31.927 2 Membrana 3 Comp. cent. Static liniar -121.47 -169.346 -22.86 2 Membrana 5 Comp. cent. Static liniar -105.909 -183.837 -29.58 2 Membrana 6 Comp. cent. Static liniar -127.042 -194.802 -34.605 3 Membrana 7 Comp. cent. Static liniar -164.728 -132.648 3.123 3 Membrana 8 Comp. cent. Static liniar -138.865 -139.188 2.801 3 Membrana 9 Comp. cent. Static liniar -112.223 -144.804 -2.989 3 Membrana 10 Comp. cent. Static liniar -141.086 -139.749 1.537 4 Membrana 8 Comp. cent. Static liniar -190.935 -152.592 9.475 4 Membrana 11 Comp. cent. Static liniar -188.776 -134.777 15.011 4 Membrana 12 Comp. cent. Static liniar -186.391 -131.505 16.847 4 Membrana 9 Comp. cent. Static liniar -191.902 -140.312 11.462 5 Membrana 13 Comp. cent. Static liniar -157.526 -176.186 -46.631 5 Membrana 6 Comp. cent. Static liniar -84.069 -189.422 -58.393 5 Membrana 14 Comp. cent. Static liniar -107.187 -115.834 -22.875 5 Membrana 15 Comp. cent. Static liniar -88.829 -111.753 -13.391

*comp. cent. – compresiune centrica

Din tabelul de mai sus se observă faptul că eforturile unitare S11= s11 şi S22= s22 nu depăşesc limita admisă de 210 N/mmp ceea ce înseamnă că tronsonul de teava nu cedează local pe direcția celor 2 eforturi înainte de cedarea țevii de 168.5x6.3x2500.

Tabel 3

Eforturi unitare de intindere si forfecare pe suprafata tevii de 168.5x6.3- 2500mm

Eforturi tangentiale in element – TEAVA 140X6.3-2500

Supr. Tipul suprafetei Pct Cazul de

inacarcare Combinatia de

incarcari S11 S22 S12 N/mm2 N/mm2 N/mm2

840 Membrana 863 Comp. cent. Static liniar -44.842 262.192 -49.628 840 Membrana 862 Comp. cent. Static liniar 42.88 228.165 -57.258 840 Membrana 864 Comp. cent. Static liniar 9.288 226.354 -55.517 840 Membrana 865 Comp. cent. Static liniar -85.208 240.951 -48.128 841 Membrana 865 Comp. cent. Static liniar -80.038 245.384 -57.986 841 Membrana 864 Comp. cent. Static liniar 9.181 230.717 -56.832 841 Membrana 866 Comp. cent. Static liniar -33.596 4.338 -55.821 841 Membrana 867 Comp. cent. Static liniar -130.13 224.695 -57.314 842 Membrana 867 Comp. cent. Static liniar -126.013 234.692 -57.944 842 Membrana 866 Comp. cent. Static liniar -37.052 28.348 -62.894 842 Membrana 868 Comp. cent. Static liniar -80.172 -1.159 -55.359 842 Membrana 869 Comp. cent. Static liniar -180.345 8.636 -50.749 843 Membrana 869 Comp. cent. Static liniar -173.504 19.461 -56.073


Analizând valorile din tabelul nr. 3 reiese faptul că în momentul cedării țevii cu diametrul mai mic, eforturile unitare din țeava cu diametrul mai mare sunt aproape de limita de cedare. Eforturile unitare din țeava cu diametrul mai mic au depăşit limita de curgere ceea ce presupune o cedare a ei înaintea țevii cu diametrul mai mare. În ceea ce priveşte nodul real de structură, se impune rigidizarea lui interioară cu table ce au rol şi de guseu pentru inelul marginal de întindere. Aceste rigidizări vor fi montate pe direcția efortului maxim. În cazul unor ferme, aşa cum avem în modelul mai sus prezentat, trebuie realizat un studiu de nod întrucât rigidizările sunt destul de greu de poziționat şi calculat.

2. Încercări experimentale pe elemente reale din structură

Încercările experimentale pentru realizarea îmbinărilor au fost efectuate în Laboratorul pentru Construcții Metalice din cadrul Universității Tehnice de Construcții Bucureşti. Pentru fiecare încercare efectuată, au fost măsurate treptat forțele de încercare şi deformații pe epruvete la tracțiune cu extensometrul mecanic, având precizia de măsurare de 1/1000 mm şi cu microcomparatoare cu precizia de măsurare de 1/100 mm pe celelalte elemente, creându-se astfel posibilitatea de trasare a diagramelor de tip forță – deformație, care definesc comportarea elementelor încercate şi permit stabilirea valorilor caracteristice, rezistenta la curgere, la rupere, alungire, etc.

Fig. 10 - Modele reale de îmbinări confecționate și poziționate pentru încercare

Dintre echipamentele folosite pentru încercări, enumerăm presa manuală de 60 tf, dinamometrul de 100 tf şi microcomparatoare UMF cu precizie de 1/100 mm şi 1/1000mm.

Pentru realizarea acestei probe, s-au montat şase microcomparatoare – trei microcomparatoare pe direcțiile X,Y şi Z ale țevii cu diametrul mai mic şi trei microcomparatoare pe țeava cu diametrul mai mare în zonele unde am presupus o eventuală cedare prin voalare.


‐100

0

100

200

300

400

500

600

700

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58

TREAPTA DE INCERCARE ‐FORTA

DEPLASAREA M1

Fig.11 - Principiul măsurării cu ajutorul firului de constantan

Fig. 12 - Poziționarea microcomparatoarelor pe proba poziționată pe stand

Forta ( KN)

Deformata (mm x10-2)

Fig. 13 - Graficul de cedare – FORȚA – DEFORMATĂ


Forta ( KN)

Deformata (mm x10-2)

Fig. 14 - Graficul de cedare FORȚA- DEFORMATĂ

În figurile 13 si 14 sunt prezentate graficele forta-deformata ce releva citirea pe microcomparatorul M1, pozitionat pe tronsonul de teava cu diameterul mai mare si M5, pozitionat pe tronsonul de teava cu diametrul mai mic. Observand cele doua grafice, citirile inregistrate pe microcomparatorul M5 demonstreaza ca tronsonul cu diametrul mai mare a cedat la flambaj prin compresiune axiala inaintea tronsonului cu diametrul mai mare. Astfel, reiese ca teava cu diametrul mai mic a fost incarcata pana la o forta de 190 KN unde deformata a fost inregistrata cu o valoare de 17x10mm-2. Dupa acesta inregistrare se observa cum deformatiile isi amplifica valorile odata cu urmatoarea treapta de incercare, motiv pentru care teava de diametru mai mic cedeaza prin flambaj in zona centrala.

Concluzii

Ca urmare a realizării unei modelări a îmbinării dintre cele două tronsoane de țeavă cu ajutorul programului SAP2000, reiese, aşa cum putem observa şi din valorile tabelelor 2 şi 3, că tronsonul de țeavă cu dimensiunea de 400 x30-1000mm nu cedează la compresiune centrică înaintea tronsonului de țeavă cu diametrul mai mic, 168.5x6.3-2500mm deoarece s11 si s22 din tabelul 2 nu depasesc limita de curgere a otelului adica 235 N/mm2, pe cand s11 si s22 din tabelul 3 depasesc limita de curgere a otelului adica 235 N/mm2.

In cazul incercarii experimentale a aceleasi imbinari in Laboratorul de Constructii Metalice al U.T.C.B. am obtinut rezultate asemanatoare cu cele obtinute in programul de calcul SAP2000 ceea ce demonstreaza inca o data ca cedarea tronsonului de teava 168.5x6.3- 2500mm se face inaintea tronsonului de teava 400x30-1000mm.

Concluzionand, se poate afirma ca in cadrul unei imbinari dintre doua elemente reale de structura in care se intersecteaza mai multe bare, putem folosi o constructie ajutatoare cu o teava de dimensiuni aproximative cu cele analizate, atat in programul SAP2000, cat si in cazul experimental, adica D=400mm si t=30mm ( teava cu grosime mare). Acest tronson de teava ajuta din punct de vedere constructiv la realizarea intersectiilor dintre bare dupa cum se observa si in figura 5.


Bibliografie

[1] C. Bia, V. Ile, M.V. Soare, Rezistența materialelor şi Teoria Elasticității, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1983

[2] C. Dalban, N. Juncan, C. Șerbescu, Al. Varga, S. Dima, Construcții metalice, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1983

[3] Al. Gheorghiu, Statica construcțiilor, [11], vol. I, 1960, vol. II, 1965, vol. III, 1980 [4] P. Mazilu, Statica construcțiilor, vol. I, E.S.A.C., București, 1955, vol II, Editura Tehnică, București, 1959 [5] N. Pătrîniche, P. Siminea, E. Chesaru, Construcții Metalice, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1982 [6] E. Chesaru, M. Coveianu, Influența contravântuirilor radiale asupra comportării la încercări asimetrice a

structurilor metalice de rezistență, cu arce, pentru cupole sferice, a V-a conferință de Construcții Metalice, Timișoara, 1991

[7] S. P. Timoshenko, J. M. Gere, Teoria stabilitătii elastice, Editura Tehnică, București,1967 [8] A. D. Caracostea, E. Beiu-Paladi, Manual pentru calculul constructiilor,vol. I, Editura Tehnică, București, 1977 [9] C. Dalban, S. Dima, E. Chesaru, C. Șerbescu, Constructii cu structura metalică, Editura Didactică și

Pedagogică, București, 1997 [10] D. Mateescu, Constructii metalice speciale, Editia a II-a, Editura Tehnică, București, 1962 [11] P100-1-2006, Cod de proiectare seismică, București, MTCT, 2006 [12] EC8-98. Eurocode 8, Design of structures for earthquake resistance, Brussels, European Committee for

Standardization, 2003. [13] EN1998-2005 Eurocode 3, Design of steel structures, 2009 [14] FEMA 356, Prestandard and Commentary for the Seismic Rehabilitation of Buildings, Federal Emergency

Management Agency, 2000 [15] G., Vezeanu, Șt., Bețea, Soluţii alternative pentru structuri din oţel cu contravântuiri centrice, Editura

didactică și pedagogică, București, 1997 [16] D., Dubină, F., Dinu, A., Stratan, N., F Văcărescu, Calculul structural global al structurilor metalice ,

CEMSIG, Timișoara, 2010. [17] SR EN 1993-1-1. Eurocod3, Proiectarea structurilor de oțel, Asociația de standardizare din România, 2006 [18] SR EN 1998-1:2004. Eurocod 8, Proiectarea structurilor pentru rezistență la cutremur. Partea 1: Reguli

generale, acțiuni seismice și reguli pentru clădiri, Asociația de Standardizare din România, 2004. [19] FEMA 273, NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, Federal Emergency Management

Agency, Washington D.C., 1997. [20] Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor in constructii. Indicativ CR0-2005 [21] NP-082-04, Cod de proiectare. Bazele proiectării şi acţiuni asupra construcţiilor. Acţiunea vântului. [22] Cod de proiectare. Bazele proiectării şi acţiuni asupra construcţiilor. Acţiunea zapezii.


REALIZAREA HĂRŢII VARIAŢIEI DE POLUANT ÎNTR-O REŢEA DE CANALIZARE

MAKING OF A POLLUTANT VARIATION MAP IN A NETWORK OF SEWAGE

Ionut Cristian CIUTAC1, Anton ANTON2

Rezumat:Pentru elaborarea unor programe pentru protejarea mediului, trebuie identificaţi toţi factorii de mediu şi zonele în care pot apărea probleme de poluare a acestora. Poluarea emisarilor prin evacuarea apelor de canalizare este un domeniu complex în care intervin fenomene fizice, chimice şi biologice. Contaminarea apelor cu diverse substanţe poluante reprezintă o problemă care se manifestă în prezent la scară mondială. Criza apei potabile se simte şi afectează atât ţările puternic industrializate, cât şi (mai ales) ţările subdezvoltate, cu un climat arid, unde producţia agricolă şi zootehnică este limitată datorită lipsei apei. Poluanţii deversaţi contribuie, de asemenea, în mare măsură, la reducerea cantităţii de oxigen din apă, acest fapt reprezentând pentru majoritatea organismelor vii un factor negativ în dezvoltarea lor. Prezentul articol prezintă realizarea unei hărţii a concentraţiilor de poluant din reţea. Modelarea matematică a variaţiei poluantului s-a realizat cu ajutorul programului USEPA-SWMM.

Cuvinte cheie: reţea de canalizare, modelare, concentraţii de poluant, hartă de risc

Abstract: In order to develop programs for environmental protection, all environmental factors and areas where pollution problems may arise should be identified. Pollution of emissaries by dumping of sewage is a complex domain in which physical, chemical and biological phenomena are involved. Contamination by various pollutants is a problem currently manifesting worldwide. Water crisis feels and affects both industrialized countries and (especially) underdeveloped countries with an arid climate where agricultural and zootehnical production is limited due to the lack of water. Discharge pollutants also contribute largely to the reduction of the amount of oxygen in the water, this being for most living organisms a negative factor in their development. This article describes the realization of a map of pollutant concentrations in the network. Mathematical modeling of pollutant variance was performed using USEPA-SWMM program.

Keywords: sewer network, modeling, pollutant concentrations, risk map

1. Introducere

Ideea determinării sursei poluantului provine de la următoarea problemă practică. La staţia de epurare orăşenească se măsoară o concentraţie mare de substanţe specifice, fie nemiscibile ca produsele petroliere, fie miscibile ca detergenţii.

Este evident că undeva în sistem s-a produs deversarea ilegală şi necontrolată a acestor substanţe.

Operatorul staţiei de epurare nu poate decât să constate răul, şi să-şi ia măsurile corespunzătoare de protecţie a staţiei. Acest lucru se poate repeta, fără ca cineva, operatorul economic / compania principală de apă, să poată lua măsuri.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student eng., Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Catedra de Hidraulica si Protecţia Mediului,e-mail: [email protected]

2Prof.univ.dr.ing. Anton Anton, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student eng., Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics) Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Gabriel Tatu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor,Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics)


Prezenta lucrare îşi propune să elaboreze o metodologie concretizată printr-un pachet de programe, metodologie care să permită chiar şi post-factum determinarea unei zone cât mai restrânse în care să se fi produs injecţia de poluant.

În acest scop plecăm de la următoarele ipoteze: - există un model calibrat al reţelei de canalizare orăşeneşti; - modelul funcţionează şi este în permanenţă adaptat situaţiei reale din teren (ploaie,

secetă, etc.); - datele istorice sunt stocate electronic într-un server şi sunt accesibile celor ce analizează

funcţionarea reţelei; - se fac măsurători sistematice de parametri de calitate, ale căror rezultate sunt stocate.

În contextul acestor ipoteze, metodologia pe care o prezint are următorul algoritm fundamental la bază:

- la un moment dat în timp se cunosc toate valorile hidraulice şi de calitate în sistem; - se introduce poluant într-un nod şi după un interval de timp în care doar propagarea

acestuia este element variabil se urmăreşte variaţia concentraţiilor în noduri şi pe traseu; - se constată la un moment dat o creştere a concentraţiei de poluant în punctul de măsură.

2. Reţeaua test

Pentru testarea valabilităţii algoritmului propus s-a creat o reţea “test” (fig. 1), cu următoarele caracteristici:

- lungimea conductelor între noduri este de 500 m; - panta conductelor este constantă şi are valoarea de 1%; - diametrul conductelor este de 500 mm şi sunt circulare; - în nodurile reţelei (1 – 12) se introduce constant un debit de 1 l/s.

Modelarea introducerii poluanţilor în reţeaua test se face cu ajutorul programului SWMM (Storm Water Management Model).

Fig. 1 - Reţeaua test cu debitele în noduri şi pe conducte


3. Realizarea hărţii de risc

În general, reţelele de canalizare sunt sisteme deschise şi mai puţin sigure decât reţelele de distribuţie apă. Motivele de contaminare directă a unor sisteme de canalizare sunt multe, ele putând avea implicaţii grave din următoarele motive:

- inexistenţa unor strategii clare care să prevadă bariere eficiente de protecţie; - monitorizarea sistemelor canalizare este, în general, extrem de limitată (monitorizarea se

face de obicei în staţiile de epurare); - timpul de propagare, între punctul de contaminare şi staţia de epurare, sau emisar, ar

putea fi foarte scurt; - dacă o contaminare nu este detectată la timp, ea poate ajunge cu uşurinţă în emisar,

putând astfel contamina pentru o mai lungă perioadă de timp.

Harta de risc reprezintă o imagine a posibilelor locuri de introducere a poluanţilor in reţea. Ea este realizata in funcţie de concentraţia de poluant măsurată la intrarea in statia de epurare.

Aceasta prima încercare de realizare a hărţii de risc presupune că debitul în noduri este constant, evident o ipoteza extrem de restrictiva dar potrivita pentru o prima abordare.. Pentru realizarea acestei hărţi vom introduce în nodurile reţelei test, timp de 5 minute aceeaşi cantitate de poluant.

Pentru a simula o situaţie reală, trebuie să introducem o cantitate fixă de poluant într-un timp scurt.

Modul de introducere a poluantului în SWMM (Storm Water Model Management) este următorul:

- se asimilează un subbazin de pe care se deversează apă într-un nod; - subbazinul are o formă pătrată şi trebuie să aibă o suprafaţă cât mai mică, pentru a

permite întregului debit să se scurgă într-un timp cât mai scurt; suprafaţa subbazinului creat are 100 m2;

- panta subbazinului este de 0,5 %; - curba de nivel a subbazinului trebuie să fie mai mare decât cea a nodului căruia i

se asimilează. - se simulează o ploaie pe subbazinul creat;

- ploaia are o durată de 5 minute; - debitul mediu de ploaie este de 0,6 l/s.

- poluantul este introdus în debitul de ploaie; - debitul de ploaie conţine o concentraţie de 200 mg/l de poluant.

În regim permanent, la un moment dat se introduce poluant într-un nod din reţea.

Introducerea în nodul 1, timp de 5 minute, a poluantului cu o concentraţie de 200 mg/l.

Fig. 2 - Introducerea poluantului în nodul 1; Valorile maxime de poluant în noduri


În urma simulării obţinem următoarele date: Tabel 1

Concentraţiile maxime de poluant obţinute in noduri, în urma introduceri poluantului în nodul 1

Introducem în nodul 8, timp de 5 minute, poluant cu o concentraţie de 200 mg/l.

Fig. 3 - Introducerea poluantului în nodul 8; Valorile maxime de poluant în noduri

În urma simulării obţinem următoarele date: Tabel 2

Concentraţiile maxime de poluant obţinute in noduri, în urma introduceri poluantului în nodul 8

Pe baza concentraţiilor obţinute în urma introducerii în fiecare punct a aceleiaşi cantitate de poluant, realizăm harta de risc.

Concentraţiile obţinute în nodul de măsură (Nod 13) sunt trecute în dreptul fiecărui nod, astfel încât putem afla zona din care se poate deversa poluant, care să ajungă în nodul probă cu o anumită concentraţie.

4.Concluzii

Zonele cu risc ridicat sunt zonele unde se deversează poluant, deoarece în urma amestecării cu apa existentă în colectoare concentraţia scade rapid. Zonele sensibile ale reţelei sunt nodurile de capăt 1, 5 şi 9 unde concentraţia de poluant are valorile cele mai mari, datorită faptului că în nod este introdus un debitul apelor uzate este mic. Cu cât se înaintează pe reţea debitul de apă uzată creşte, ceea ce permite scăderea concentraţiei de poluant rapid. O deversare a poluantului în punctele mai sus menţionate este dăunătoare pentru zonele aferente acestor noduri, însă în zona de deversare (nodul 13), datorită distanţei mărite şi creşterii debitului de apă pe parcurs, concentraţia de poluant este scăzută.

Nod Conc. max. de poluant

Ora

1 95.70 2:05:00 2 18.63 2:10:00 3 7.32 2:20:00 4 4.32 2:30:00 8 1.27 2:40:00

13 1.18 2:50:00

Nod Conc. max. de poluant

Ora

8 14.21 2:05:00 13 4.70 2:10:00


Fig. 4 - Harta de risc a reţelei test

Un punct sensibil este nodul 8 care este cel mai apropiat de zona de deversare (nodul 13). Deşi în nodul 8 intră cel mai mare debit de apă uzată, datorită faptului că distanţa până la nodul 13 este mică, concentraţia de poluant scade mai greu.

Dacă luăm ca reper zona de deversare (nodul 13), nodurile care pot contamina cu o concentraţie mare această zonă sunt nodurile cele mai apropiate (nodul 8, 4, 7 şi 12).

Aria de investigaţie în cazul unei poluări accidentale este mult mai redusă în cazul în care avem întocmite hărţi de risc cu variaţia concentraţiei de poluant.

Crearea unor hărţi de variaţie a concentraţiilor de poluanţi la diferite debite zilnice, cumulat cu alte studii de specialitate, poate duce mult mai simplu la identificarea zonelor din care reţeaua a fost contaminată.

Sunt necesare studii aprofundate care să permită cunoaşterea on-line a variaţiei calităţii apei în reţea, starea şi funcţionalitatea fiecărui colector şi element al reţelei.


Bibliografie

[1] Anton, A., Aldea, A., Perju, S. – Masuratori de debite de ape uzate – limitari si perspective, Scientific and Technical International Conference ARA, 12th edition, EXPO APA 2010 - “Development of the water supply and sewerage systems in the rural communities” – Bucureşti, Romania

[2] Anton, A., Sandu, L., Perju, S. – “Investigation of leakage in the distribution network – case study” – Water Loss International Conference, 23-26 september 2007, Bucureşti

[3] Anton, A., Tatu, G. - Using Sonics to Detect the Liquid Leakage from Pipes, The 6th International Conference on Hydraulic Machinery and Hydrodynamics, Timisoara, Romania, October 21 - 22, 2004.

[4] Anton, A. - “In situ performance curve measurements of large pumps”, 25yh IAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Systems, Timisoara 2010, IOP Conf.Series: Earth and Environmental Sciences 12(2010) 012090.

[5] Vaduca, A., Moldoveanu, A., Moldoveanu, G. - Poluarea. Prevenire si control – Editura Matirx , 2003 [6] Ben, C. Yen – Hydraulics of Sewer System, în Stormwater Collection Systems Design Handbook, ed. Larry W.

Mays, McGraw-Hill, New York, 2001. [7] Cioc, D., Anton, A. Retele hidraulice: calcul, optimizare, sigurantã, Editura Orizonturi Universitare, Timisoara,

2001. [8] Ciutac, I. – Algoritmi şi programe pentru descrierea variatiei calitatii apei în sisteme de canalizare, raport de

cercetare stiintifica nr. 2 în cadrul studiilor universitare de doctorat, UTCB, Bucureşti, 2010. [9] Iamandi, C. Damian, R. – Notiuni de difuzie - dispersie, Bucureşti, Editura Tehnicã, 1983. [10] Iamandi, C., Petrescu, V., Damian, R., Sandu, L., Anton, A. - Hidraulica Instalatiilor, vol II, Bucureşti, Editura

Tehnicã, 2002. [11] Jin, M., Samuel, C., Cook, J. – New One-Dimensional Implicit Numerical Dynamic Sewer and Storm Model,

Haestad Methods Inc., Waterbury ,2004 [12] Jin, M., Fread, D. – Discussion on the Application of Relaxation Scheme to Wave-Propagation Simulation în

Open-Channel Networks, Journal of Hydraulic Eng., 2000 [13] Jin, M., Fread, D – One-dimensional modeling of mud/debris unsteady flows, Journal of Hydraulic Eng., 1999 [14] Hancu, S., Marin, G. – Transportul si dispersia poluantilor, Bucureşti, Editura Cartea Universitare, 2003 [15] Rossman, L. – Storm Water Management Model User’s Manual Version 5.0., U.S. Environmental Protection

Agency, National Risk Management Research Laboratory, Cincinnati, 2008.


INSTRUMENTE DE DEZVOLTARE SUSTENABILĂ ACTUALĂ A ROMÂNIEI PRIVIND COMUNITĂŢILE URBANE ŞI RURALE

TOOLS FOR ACTUAL SUSTAINABLE DEVELOPMENT OF ROMANIA BY URBAN AND RURAL COMMUNITIES

Adrian CRISTESCU1

Rezumat: În acest articol sunt prezentate câteva instrumente utilizate pentru evaluarea dezvoltării sustenabile atât pentru produse cât şi pentru procese industriale. Aceste intrumente oferă utilizatorilor posibilitatea să identifice şi să evalueze factorii care au impact asupra mediului (Evaluarea impactului asupra ciclului de viaţă) ce sunt legaţi de una sau mai multe faze ale ciclului de viaţă al produsului

Cuvinte cheie: instrumente pentru evaluarea dezvoltării sustenabile, evaluarea impactului asupra ciclului de viaţă

Abstract: In this paper are presented some tools used for sustainable development assessment both for industrial products and processes. These tools offer the users the possibility to identify and assess the factors which impact the environment (Life Cycle Impact Assessment) through one or more phases of the product Life Cycle.

Keywords: tools for sustainable development assessment, Life Cycle Impact Assessment

1. Introducere

Dezvoltarea sustenabilă a comunităţilor locale urbane si rurale. Strategia naţională pentru dezvoltare sustenabilă a României - Orizonturi 2013-2020-2030

Sensul comun al noţiunii de sustenabilitate în limbajul curent, este cel prevăzut în dicţionare, dar cuvântul sustenabilitate este adesea utilizat şi în locul cuvântului durabilitate care provine din franţuzescul “durabilité” care înseamnă durabilitate. În limba franceză se foloseşte în acelaşi sens un alt termen, un neologism “soutenabilité“ care provine din cuvântul englezesc “sustainability“.

În raportul "Viitorul nostru comun" (numit şi Raportul Brundtland) al Comisiei Mondiale pentru Mediu şi Dezvoltare este definită dezvoltarea sustenabilă ca acea dezvoltare care urmăreşte satisfacerea nevoile prezentului, fără a compromite posibilitatea generaţiilor viitoare de a-şi satisface propriile nevoi. Acest concept reprezintă un ansamblu de dimensiuni compatibile, prin care se poate asigura o satisfacere a nevoilor prezente nepericlitându-se interesele generaţiilor viitoare.

În Franţa spre exemplu, în prima traducere a raportului Brundtland, expresia “dezvoltare sustenabilă” a fost tradusă prin ”dezvoltare durabilă”. Deoarece prima editare nu a fost de bună calitate (manuscrisul fiind dactilografiat), o a doua ediţie a fost realizată în 1988, editorul cerând Comisiei Mondiale pentru Mediu şi Dezvoltare să traducă din engleză expresia "sustainable development" în franceză prin expresia "développement soutenable". În limba româna atât expresia de dezvoltare sustenabilă cât şi de dezvoltare durabilă sunt larg folosite cu acelaşi sens.

1 Ing.( Eng) Universitatea Naţională de Arte din Bucureşti (National University of Arts of Bucharest), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Profesor dr. Ing. Nicolae Postavaru, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, , PhD, Technical University of Civil Engineering Bucureşti)


Dezvoltarea sustenabilă a fost recunoscută ca strategie globală a secolului XXI în cadrul Conferinţei de la Rio de Janeiro (1992). Aceasta a prins formă ca ”Agenda 21” care are ca scop definirea şi aplicarea principiilor dezvoltării sustenabile deoarece obligă fiecare autoritate locală să elaboreze propria strategie de dezvoltare sustenabilă. Agenda 21 implică necesitatea ca autorităţile locale:

- să lucreze în parteneriat cu toate sectoarele comunităţii respective, punând accentul pe participarea comunităţii şi pe democraţia locală lărgită;

- să ofere o modalitate de integrare a problemelor sociale, economice şi de mediu;

- să definească obiective, strategii, politici şi acţiuni la nivel local;

- să orienteze serviciile de care depinde calitatea vieţii spre calitate;

- să administreze patrimoniul construit sau natural în mod judicios şi responsabil;

- să îşi asume rolurile de consumatori, achizitori şi patroni.

Reuniunea ”Rio+10” la vârf a şefilor de state şi guverne, a avut loc la Johannesburg (2002) consolidând principiile dezvoltării sustenabile. Planul de Implementare adoptat la Reuniune are în vedere cinci domenii prioritare: apa, energia, sănătatea, agricultura şi diversitatea biologică (WEHAB); bazându-se pe patru piloni fundamentali: economia, mediul, protecţia socială şi conservarea moştenirilor şi tradiţiilor culturale ale popoarelor. Planul cuprinde un set de obiective şi ţinte concrete, cuantificabile şi armonizate cu obiectivele prioritare formulate în Declaraţia Mileniumului, fiind rezultatul unui proces de negocieri îndelungat derulat de-a lungul a patru reuniuni pregătitoare.

Încercările de extindere a cooperării în domeniul cercetării ştiinţifice şi a monitorizării sistematice au rolul de a coordona şi de a canaliza cercetarea în scopul de a asista deciziile politice în domeniul mediului, de a orienta resursele financiare şi transferul deciziilor politice în domeniul mediului, cât şi transferul de tehnologie de la ţările dezvoltate către cele în curs de dezvoltare. Un exemplu în acest sens este faptul că în industria materialelor de construcţie proiectarea unui proces tehnologic care conduce la reducerea deşeurilor este de multe ori mai puţin costisitoare decât utilizarea tehnologiilor de reducere a poluării la capătul ciclului de producţie. În prezent, companiile mari utilizează noi metode şi procese de producţie în construcţiile civile care să fie cât mai puţin poluante şi care să reducă necesarul de materii prime, energie si deşeuri, începând cu proiectarea unui produs şi a procesului său de producţie, punerea lui în operă, urmată de întregul ciclu de viaţă si sfârşind cu scoaterea lui din structura construcţiei în care este încorporat urmată de recuperare prin reintegrare în mediu.

În anul 2007 s-a adoptat strategia natională pentru dezvoltare sustenabilă a României-Orizonturi 2013-2020-2030. Elementul definitoriu al acestei Strategii Naţionale este racordarea deplină a României la o noua filosofie a dezvoltării, proprie Uniunii Europene şi larg împărtăşită pe plan mondial – aceea a dezvoltării sustenabile. Ca orientare generală, lucrarea vizează realizarea următoarelor obiective strategice pe termen scurt, mediu şi lung:

- Orizont 2013: Încorporarea organică a principiilor şi practicilor dezvoltării sustenabile în ansamblul programelor şi politicilor publice ale României ca stat membru al UE;

- Orizont 2020: Atingerea nivelului mediu actual al ţărilor Uniunii Europene în ceea ce priveşte principalii indicatori şi dezvoltarea sustenabilă;

- Orizont 2030: Apropierea semnificativă a României de nivelul mediu din acel an al ţărilor membre ale UE din punctul de vedere al indicatorilor dezvoltării sustenabile.


În domeniul construcţiilor din România, pe lângă continuarea acţiunilor iniţiate în cadrul implementării programelor lansate în perioada 2007-2013, se vor urmări următoarele ţinte orientative:

- asigurarea în totalitate a terenurilor pentru construcţii noi prin reciclarea terenurilor intravilane şi extravilane desemnate prin planurile strategice sau restructurarea terenurilor subutilizate sau părăsite şi limitarea expansiunii zonelor urbanizate;

- realizarea structurilor oragnizatorice şi instituţionale care să permită declararea ca localităţi urbane a viitoarelor centre de polarizare a zonelor rurale;

- reconfigurarea spaţială la nivelul comunelor în vederea micşorării numărului de unităţi teritorial-administrative;

- realizarea efectiva a centurilor verzi-galbene din jurul oraşelor de rangul I; - realizarea de spaţii publice de calitate în toate zonele principale ale oraşelor; - dezvoltarea spaţială policentrică şi echilibrată a ariilor cu funcţiuni metropolitane

(Bucureşti şi Timişoara, apoi Constanţa şi Iaşi) şi pregătirea accesului la categoria de metropole a 4 municipii cu peste 300.000 locuitori (Braşov, Cluj-Napoca, Craiova şi sistemul urban Galaţi-Brăila);

- atingerea unui indicator de spaţiu verde de 26 m.p. pe locuitor pentru oraşele de rangul I şi II; - atingerea unei valori medii pe ţară a indicelui suprafeţei locuibile de 15 m.p. pe locuitor; - reducerea la 40% a proporţiei locuinţelor încălzite cu sobe cu combustibil solid prin

înlocuirea instalaţiilor şi introducerea unor sisteme moderne de încălzire; - rezolvarea problemei parcajelor pentru oraşele de rangul I, inclusiv Municipiul Bucureşti; - dezvoltarea traseelor funcţionale pietonale şi pentru biciclişti în oraşele de rangul I şi II.

În ţara noastră a luat fiinţă la sfârşitul lunii mai 2008 Romanian Green Building Council (RoGBC), Consiliului Roman pentru Clădiri Verzi. Urmând modelul străin, unul dintre obiectivele importante ale Consiliului este acela de a crea standarde pentru construcţiile ecologice din România şi de a acorda certificări verzi pentru implementarea acestora. Mai mult, România Green Building Council va susţine crearea unui mediu legislativ favorabil dezvoltării clădirilor verzi. Organizaţia va fi modelată după alte Consilii pentru Clădiri Verzi, precum cele din Statele Unite ale Americii, Germania, Marea Britanie, Brazilia, Canada sau Japonia, devenind membru cu drepturi depline al World Green Building Council.

2. Metode şi instrumente pentru studiile de impact asupra materialelor, produselor şi proceselor industriale

Metodele şi instrumentele utilizate la realizarea studiilor de impact asupra materialelor, produselor si proceselor industriale se bazează pe strategii, ghiduri, liste de verificare, chestionare, etc. Acestea oferă utilizatorilor (proiectanţi, designeri, manageri, etc.) unelte care conduc la identificarea factorilor principali ai impactului ecologic asupra unei etape sau a mai multor etape ale ciclului de viaţă a produselor industriale.

Fazele ciclului de viaţă a unui produs sau a unui proces industrial (Figura nr.1) sunt: - faza de producţie este compusă din preprocesare şi fabricaţie (prelucrare şi asamblare).

Printre obiectivele care trebuie atinse putem aminti: consumuri reduse de materiale, reziduuri tehnologice reduse, productivitate înaltă, diversitatea materialelor redusă, minimizarea substanţelor emanate;

- faza de folosire. Printre obiectivele care trebuie atinse putem aminti: materiale consumabile reduse, consum energetic redus, micşorarea dimensiunilor şi volumului, uşor de curăţat, nivel ridicat de multifuncţionalitate, oportunităţi înalte de refolosire, nivel redus de deşeuri agresive, durabilitate ridicată, rezistenţă ridicată la coroziune, înalte


posibilităţi de întreţinere, uşor de reparat, uşor de dezmembrat, robusteţe ridicată, puţine materiale predispuse la oboseală şi uzare, construcţii modulare, adaptabilitatea înaltă la progresele tehnice, opţiuni de recombinare în vederea reutilizării;

- faza sfârşitului vieţii produsului, compusă din: - faza de reciclare. Printre obiectivele care trebuie atinse putem aminti: uşor de

dezasamblat/separat, uşor de curăţat, posibilităţi înalte de prelucrare a deşeurilor, continuarea utilizării, reutilizarea/reciclarea componentelor, utilizarea ulterioară a materialelor;

- faza deşeurilor. Printre obiectivele care trebuie atinse putem aminti: caracteristici pozitive de ardere, consecinţe scăzute asupra mediului.

Fig.1 - Impactul fazelor ciclului de viaţă asupra mediului1

În ultima perioadă au fost dezvoltate un număr impresionant de metode şi instrumente de evaluare a impactului ecologic al materialelor, produselor şi proceselor industriale bazate pe principiile dezvoltării sustenabile. Acestea sunt diverse şi, de obicei, sunt asociate modelelor de cuantificare la nivel înalt, ajungându-se la modele calitative formale. Pornind de la faptul că instrumentele actuale au un caracter general, prin faptul că acoperă grupuri de produse sau procese industriale mari, nefiind specializate pe anumite zone specifice, o problemă importantă a utilizatorilor (proiectanţi, designeri, manageri) este de a utiliza instrumentul adecvat pentru problema specifică pe care o au de rezolvat. Pe de altă parte, ţinând cont de structura generală şi de problematică este posibil, în viitorul apropiat, să se elaboreze instrumente specifice pentru principalele subsisteme ale produselor industriale (mecanice, electrice, electronice, informatice etc.), luând în considerare interacţiunile dintre procese. Au fost create astfel concepte noi, precum mecatronica (care priveşte sistemele complexe, ce includ elemente mecanice, electronice şi software, ca un tot unitar) şi care au condus la ocupaţii noi. Putem spune pe baza acestui exemplu că, şi în cazul unui domeniu precum dezvoltarea sustenabilă este nevoie de noi concepte integratoare care vor conduce la apariţia unor noi ocupaţii.

În domeniul dezvoltării sustenabile au fost stabilite mai multe metode de cuantificare calitative, metode noi sau adaptate din diverse domenii precum domeniul calităţii. Astfel, una dintre cele mai importante metode este LCA (Life Cycle Assesment), o tehnică care identifică efectele asupra mediului pe tot ciclul de viaţă al produselor. Pentru realizarea unui instrument complet de evaluare ecologică a ciclului de viaţă a unui produs, proces sau activitate industrială se impune parcurgerea a trei etape principale:

- Life Cycle Inventory - procesul de cuantificare a intrărilor şi ieşirilor. Se generează baze de date obiective care structurează încărcările asupra mediului – fluxurile energetice şi de materiale, emisiile şi deşeurile pe întreg ciclul de viaţă;

1 Alexandru Radulescu , Mihaela Alina Aron - Metode şi instrumente pentru tehnologii ecologice şi eco-proiectare, Tehnologia inovativă – Revista „Construcţia de maşini” nr. 3-4 / 2008, pg. 85, ISSN 0573 – 7419, Editor: ICTCM – CITAf - OID.ICM


- Life Cycle Analysis (analiza ciclului de viaţă) - este procesul tehnico-ştiinţific calitativ şi/sau cantitativ care sistematizează şi analizează impactul asupra ciclului de viaţă pentru caracterizarea şi evaluarea efectelor de mediu identificate în etapa de inventariere;

- Life Cycle Strategy (strategia ciclului de viaţă) - propune studii de îmbunătăţire a efectelor ecologice prin sintetizarea strategiilor în scopul folosirii oportunităţilor pentru a se reduce influenţele asociate asupra mediului pe întreg ciclul de viaţă. Prin intermediul acestor strategii pe lângă minimizarea impactului ecologic al ciclurilor produselor, al proceselor se evidenţiază şi efecte economice pozitive ca urmare a reducerii fluxurilor de materiale şi energetice.

Pentru aprecierea cantitativă a nivelelor de impact asupra mediului în cadrul Life Cycle Analysis (analiza ciclului de viaţă) se definesc şi se implementează eco-indicatori prin:

- Inventariere - care presupune realizarea unei liste cu intrări şi ieşiri relevante pentru identificarea factorilor unei probleme ecologice;

- Caracterizare - procesul de descriere cuantificabilă a contribuţiilor factorilor; - Cuantificarea - aprecierea cantitativă a caracterizărilor de inter-relaţionare dintre factori.

Pornind de la importanţa şi de la generalitatea problemelor analizate prin diverse metode şi instrumente derivate din LCA au fost elaborate şi adoptate standarde privitoare la principii (ISO14040); definire, obiective, domenii de analiză (ISO14041) şi evaluarea impactului ecologic (ISO14042, 4043). Conform standardului EN ISO 14040, instrumentul LCA reprezintă cea mai precisă variantă dar implică un efort mărit de implementare în timpul etapelor de dezvoltare sustenabilă a produsului industrial. Conform ISO 14040, analiza ciclului de viaţă este o tehnică de evaluare a efectelor ecologice asociate unui produs prin compilarea unor baze de date cu intrări şi ieşiri, cu evaluarea potenţialelor impacturi ecologice şi cu interpretarea acestor impacturi în corelaţie cu obiectivele propuse. Astfel, prin această metodă, sunt analizate şi măsurate din punct de vedere ecologic fluxurile de materiale, de energie, dar şi alţi factori (ex: emanaţii de toxine) asociaţi unui produs pe întreaga viaţă (Figura nr. 2).

Fig.2 - Factorii ce influenţează analiza ciclului de viaţă

În practică, aplicarea LCA în diverse ţări a condus la dezvoltarea unor metode specifice de evaluare a impactului ecologic LCIA (Life Cycle Impact Assessment). De exemplu, în Danemarca a fost implementată metoda EDIP derivată din LCIA.

Pentru aprecierea calitativă a produselor industriale sustenabile sunt adecvate şi analizele de tip SWOT care evaluează starea curentă (puncte tari şi puncte slabe) şi starea viitoare (oportunităţi, ameninţări) privitor la aspecte de mediu, social etice, economice (pentru companie şi pentru consumator), tehnologie, legislaţie etc.

Pentru o implementare mai accesibilă s-au dezvoltat o diversitate de pachete software asociate metodologiilor ecologice cu aplicabilităţi concrete pentru diverse grupuri de produse sau chiar pentru diverse subdomenii.


Astfel, putem aminti: - Eco-indicator 99 asigură estimări grosiere a performanţelor ecologice prin intermediul

unui punctaj global care include factori legaţi de materiale şi/sau consumul energetic; - ELADA (End of Life Advisory Design) ajută proiectanţii şi producătorii cu recomandări

şi ghiduri privitor la strategiile legate de procesele de reciclare; - MET (Matrices - Materials, Energy and Toxic) evaluează din punct de vedere ecologic

materiale, energie şi toxine emise în etapele de fabricaţie, folosire şi scoatere din uz. Casa pasivă ( Figura nr.3 ), reprezintă cu siguranţă viitorul construcţiilor rezidenţiale deoarece înglobează două criterii importante şi anume :

1.casa pasivă este o casă economică pentru cel ce o exploatează;

2.este o casă ecologică atât din punctul de vedere al materialelor folosite cât şi din punctul de vedere al consumului de energie anual din timpul exploatării.

Fig. 3 - Casa pasiva (sursa http://www.passiv.de)

Se va continua în teza de doctorat prin prezentarea impactul aplicării conceptului de sustenabile asupra construcţiilor civile cu o analiză asupra interacţiunii dintre problemele confortului acustic şi cele ale sustenabilităţii. Se vor utiliza metode moderne de evaluare a comportǎrii acustice a interioarelor, cât şi modul de aplicare a acestora pentru amfiteatrele universitare (sunt indicate lanţurile de mǎsurare, echipamentele utilizate – de ultimǎ generatie, dar sunt prezentate spre exemplificarea modului de lucru şi imagini din timpul mǎsurǎtorilor). Pentru aceleaşi clǎdiri universitare se vor indica mǎrimile de interes şi limitele lor conform legislaţiei în vigoare. Studiul timpului de reverberaţie va fi completat cu o analizǎ experimentalǎ a nivelului echivalent al zgomotului, la exteriorul dar şi la interior clǎdirilor.

Din analiza şi prelucrarea datelor obţinute în urma măsurătorilor efectuate atât în interiorul cât şi în exteriorul a doua universităţi , au rezultat următoarele :

Tabel nr.1

Academia de Ştiinţe Economice

Universitatea Naţională de Arte din

Bucureşti

Normativ (Revizuire şi completare P

122-1989)

Observaţii

LAeqTexterior ( dB) 64,8 68 75 valori sub cele din normativ

LAeqT interior (dB) 46*) 36,8*) 35 *) valoare depăşită faţă de normativ la ASE si UNAB

unde : Laeq T = Nivel de presiune acustică continuu echivalent


În tabelul de mai sus se observă o depăşire pentru LAeqT interior (dB) la ambele universităţi fapt ce va necesita o reducere a valorilor sale la ambele, doar că foarte mică la UNAB şi mai mare la ASE, prin izolare acustică exterioară, ceea ce înseamnă realizarea unor investiţii ridicate. Totodată se constată că există deja o atenuare de 18,8 dB la ASE şi de 31,2 dB la UNAB. Necesitatea executării unei izolări acustice exterioare care să reducă cu zgomotul la faţadă cu circa 18-20 dB(A) se poate realiza prin soluţii uzuale cum ar fi: montarea unor geamuri fono-termo-izolatoare de tip termopan, cu foi de geam cu grosimi diferite, de exemplu 4-10-5, având un indice de izolare fonică RW≥32 dB(A). În cazul unei diferenţe LAeqT ext – LAeqT int cu o valoare mare se impune aplicarea unor soluţii speciale, eficiente dar cu un preţ ce poate fi inacceptabil şi atunci este necesară schimbarea destinaţiei clădirilor în sedii administrative, biblioteci sau administraţie pentru care Normativul acceptă valori de 40 şi 45 dB(A).

3. Concluzii

În ultima perioadă, în dezvoltarea de produse noi a devenit foarte importantă luarea în considerare a performanţelor de mediu pe întreaga viaţă a produsului. Odată cu creşterea importanţei problemelor legate de mediu s-au dezvoltat sisteme de informare, modele, metodologii şi instrumente specifice pentru a face produsele şi procesele mai bine pentru reducerea impacturilor asupra mediului (creşterea performanţelor de mediu). Strategia de dezvoltare sustenabilă a U.E. statuează complementaritatea obiectivelor economice, sociale şi de mediu şi subliniază faptul că acestea trebuie să avanseze concomitent. Obiectivele de performanţă privind responsabilitatea socială şi de mediu pentru procesele de producţie urmează să fie definite printr-un dialog constructiv angajat de Comisia Europeana şi de fiecare dintre statele membre ale U.E. cu reprezentanţii comunităţii de afaceri şi ai grupurilor de interese relevante.

În finalul tezei se vor analiza modalitǎţile de aducere a mediului acustic din clǎdiri studiate la parametrii optimi, atât din punct de vedere constructiv dar având în permanenţǎ în vedere criteriile de sustenabilitate şi se vor lua în considerare şi soluţii de relocare a unor activitǎţi educaţionale în spaţii noi şi de schimbare a destinaţiei celor existente, pǎstrând utilitatea lor academicǎ sau culturalǎ.

Bibliografie

[1] A Guide to implementing Local Environmental Action Programs, Regional Environmental Centre for Central and Eastern Europe, 2000;

[2] Bumbu I., Dezvoltarea durabilă, curs de prelegeri, Ed. U.T.M. 2005; [3] “Moldova 21”, Strategia Naţională pentru Dezvoltare Durabilă, Chişinău, 2000; [4] Postăvaru N., Bancila St., Icociu C. Managementul integrat al proiectelor investiţionale, Bucureşti, Ed.

Matrixrom, 2006 ; [5] Postăvaru N., Drăghici G., Icociu C. Managementul proiectelor cu aplicare în construcţii, Bucureşti, Ed.

Matrixrom, 2011; [6] Rural Development and Bank Policies, A Progress Report, Washington, D.C., 1984; [7] Strategia de Creştere Economică şi reducerea Sărăciei (2004-2006), Chişinău, 2004; [8] United Nations, Economic and Social Council (Economic Commission for Europe) Programme of Work for

2008–2009 Housing Modernization and Management Multifamily housing management: analysis of the replies to the questionnaire July 2008;

[9] WBCSD (2008) Facts and Trends Energy Efficiency in Buildings.


PROGRAM DE CALCUL PENTRU MIŞCAREA NEPERMANANTĂ ÎN SISTEME HIDRAULICE CU LICHIDE ŞI PUNGI MARI DE AER

COMPUTATION PROGRAM OF TRANSITORY MOTIONS IN HYDRAULIC SYSTEMS WITH LIQUIDS AND AIR HOSE

Teodora Adelina DACHE (BOTESCU)1

Rezumat: Prezenţa aerului sub forma unor pungi de aer în sistemele hidraulice sub presiune prin care circulă lichide reprezintă un factor cu o influenţă deosebită asupra desfăşurării fenomenelor tranzitorii şi, în consecinţă, asupra modului de calcul al acestora. Prezenţa aerului în stare liberă în conducte sub presiune şi formarea pungilor de aer se datorează mai multor cauze, precum: - existenţa în profilul longitudinal al conductelor a unor zone cu cote geodezice mari; - temperaturi ridicate ale fluidului transportat; - funcţionarea supapelor de aerare care permit intrarea aerului în conducte pentru prevenirea

apariţiei cavitaţiei în timpul desfăşurării fenomenelor tranzitorii; - pătrunderea deliberată sau accidentală a aerului în sistemul hidraulic drept urmare a epuizării

volumului de apă din hidrofoare de protecţie sau din castele de echilibru folosite, de asemenea, ca mijloace de protecţie.

În acest articol se vor prezenta câteva aspecte teoretice privind apariţia şi evacuarea pungilor de aer, precum şi influența acestora asupra mișcării nepermanente printr-o serie de câteva simulari numerice.

Cuvinte cheie: sistem hidraulic, lovitură de berbec, pungi de aer, hidrofor

Abstract: The presence of air in the form of air hose in the hydraulic pressurized systems is a factor with a great influence on the development of transitory phenomena and, consequently, the manner of their calculation. This free state air from pressurized pipes and the formation of the air hose have several causes, such as: - Existing zones with large geodesic levels in the longitudinal profile of pipes; - High temperature of the transported fluid; - Operation of air released valve for preventing cavitation phenomena during any transitory

motion; - Deliberate or accidental penetration of air in the hydraulic systems due to exhaustion of water

volume from hydrophore pumps for protection or from free surface reservoirs used also as a protection measure.

This paper presents some theoretical aspects of appearance and disposal of air hoses and their influence on transitory motions by a set of some numerical simulations.

Keywords: hydraulic systems, water hammer, air hoses, hydrophore pump

1. Introducere

Lovitura de berbec este un fenomen de mişcare rapid-variabilă, caracterizat prin apariţia şi propagarea sub formă de unde asociate a unor variaţii mari de presiune/debit în conductele prin care curg lichide, ca rezultat al modificării condițiilor la limită în sistemul hidraulic. Fiind un fenomen de propagare, se impune luarea în considerare a compresibilităţii lichidului. În cazul 1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcții Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Virgil Petrescu, Universitatea Tehnică de Construcții București (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Hidraulică și Protecția Mediului (Hydraulics and Environmental Protection Department), email: [email protected]


închiderii complete sau parţiale a unei vane de pe o conductă forţată (sub presiune) se produce mai întâi o suprapresiune urmată de o depresiune şi apoi o serie de suprapresiuni şi depresiuni care se propagă în lungul conductei, solicitând-o asemenea unor lovituri puternice, de unde şi denumirea acestui fenomen - lovitură de berbec sau șoc hidraulic (coup du bélier, în franceză şi water hammer, în engleză).[1]

Prezenţa pungilor de aer în sistemele de conducte prin care circulă apă poate provoca diverse neajunsuri, precum scăderea sarcinii sistemului, ruperea coloanei de lichid, variații ale presiunii superioare situației în care nu se formează pungi de aer, scăderea randamentului turbinei sau al pompei. Mai exact, se constată că:[2]

- pungile de aer reduc secţiunea de curgere a conductei, ceea ce conduce la scăderea debitului/sarcinii sistemului;

- proprietăţile fluidului (amestec bifazic apă-aer) se modifică, în special densitatea şi elasticitatea sa;

- prezenţa aerului poate modifica regimul de curgere şi condiţiile de desprindere a stratului limită;

- bulele de aer sau pungile de aer pot da o componentă verticală (datorită forţei arhimedice), ceea ce afectează câmpul de viteze locale;

- în regimuri tranzitorii, prezenţa pungilor mari de aer poate conduce la variaţii semnificative ale presiunii și debitului;

- acumularea aerului în sistemele hidraulice poate provoca ruperea coloanei de apă prin apariția pungilor mari de aer;

- prezenţa aerului în sistemul hidraulic poate conduce la scăderea randamentului pompei sau al turbinei;

- existenţa aerului poate produce erori la măsurători ale parametrilor hidraulici şi energetici ai sistemului.

Aerul poate pătrunde în sistemele de conducte în următoarele situaţii:[3] - prin degajarea aerului dizolvat, în special în zone înalte, cu presiune redusă și viteze

mari; - datorită vortexurilor care se formează la aspiraţia pompelor sau pe aducţiuni; - introducerea directă şi controlată a aerului în sistemul hidraulic prin ventilele de aer; - umplerea sau golirea unui sistem hidraulic; - în zonele cu presiuni negative (depresiuni), aerul poate pătrunde prin etanşări sau

îmbinări, dacă acestea nu sunt corect realizate sau sunt într-un grad avansat de uzură.

În concluzie, studiul suprapresiunii şi a depresiunii datorate pungilor de aer din sistemele reale de conducte sub presiune este dificil din mai multe motive, precum:[4]

- viteza de propagare a undelor asociate de presiune/debit depinde de cantitatea de aer, care este dificil de stabilit (viteza poate varia de la 100 m/s la peste 1.200 m/s);

- implozia pungilor de aer, care poate evolua de la una bruscă până la una lentă, ceea ce face dificil de evaluat comportarea pungilor de aer prin modele matematice;

- structura unui sistem hidraulic poate fi complicată, cu multe bifurcaţii, schimbări de pantă, puţuri de aerisire şi alte discontinuităţi;

- trecerea rapidă de la curgerea apei cu suprafaţă liberă la curgerea sub presiune.

2. Descrierea programului de calcul ”Berbec”

În articol se prezintă programul de calcul original „Berbec”, realizat de autor cu sprijinul Catedrei de Hidraulică şi Protecţia Mediului a Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti,


Facultatea de Hidrotehnică [5, 6]. Programul de calcul a fost scris în limbajul VISUAL FORTRAN 6 și permite calculul instalaţiilor unifilare prevăzute cu următoarele dispozitive aferente nodurilor:

Nod tip 1 – rezervor cu nivel constant; Nod tip 2 – diafragmă (pentru modelarea pierderilor de sarcină liniare); Nod tip 3 – pungă de aer (modelată prin hidrofor simplu); Nod tip 4 – vană cu închidere programată după o lege impusă.

Schematizarea sistemului hidraulic sub presiune în vederea începerii calculului loviturii de berbec porneşte prin împărţirea acestuia într-un număr de tronsoane, delimitate de noduri, care au timpi de parcurgere aproximativ egali. Pasul de timp de calcul Δt se ia egal cu timpul de parcurs pentru cel mai mic tronson şi se calculează automat prin program, respectându-se condiția necesară de stabilitate numerică a schemelor explicite cu diferențe finite Courant-Friedrichs-Lewy [7].

Spre exemplificare, din programul de calcul se prezintă schemele logice pentru calculul diferenţiat în funcţie de tipul de nod, precum şi print-screen-ul pentru nodul prevăzut cu pungă de aer care este modelată prin hidrofor simplu fictiv. Nod cu rezervor cu nivel constant Schema logică este prezentată în figura 1.

Fig. 1 - Schemă logică pentru nodul cu rezervor

Nod cu vană Schema logică este prezentată în figura 2.

Fig. 2 - Schema logică pentru nodul cu vană


Nod cu diafragmă

Schema logică este prezentată în figura 3.

Fig. 3 - Schema logică pentru nodul cu diafragmă

Nod cu pungă de aer

Se prezintă schema de calcul (fig. 4) şi formulele pentru nodul cu pungă de aer.

Fig. 4 - Schema de calcul în programul FORTRAN a nodului interior cu pungă de aer

Dacă în unele noduri interioare sunt amplasate hidrofoare fictive pentru simularea pungilor de aer, nodul respectiv se va calcula folosind următoarele relaţii (în notație FORTRAN):

CONSTH(NH) = (HP(K) – Z(K) + 1Ø)*VOL(NH)**1.25 (1) HP(K)→RS(K-1) = HP(K) + RU*QP(K) (2) QP(K)→SP(K+1) = HP(K) – RU*QS(K) (3)

Relaţia (1) se foloseşte la calculul constantei transformării politropice, în timp ce relaţiile (2) şi (3) determină undele de calcul (invarianţii Riemann) pentru nodul cu pungă de aer, unde RU este rezistenţa de undă m =c/gA.

QS(K)→QP(K) = QS(K) +QH(NH) (4)

Relaţia (4) este relaţia de continuitate aplicată nodului: debitul la stânga nodului este egal cu suma dintre debitul la dreapta nodului şi debitul de transfer dintre punga de aer şi conductă la momentul final. Celelalte relaţii de calcul sunt:

VOL(NH)→HH(NH) = HP(K) – RHH(NH)*QH(NH)*│QH(NH)│ (5) QH(NH→(HH(NH) – Z(K) + 1Ø)*VOL(NH)**1.25 = CONSTH(NH) (6) HH(NH)→VOL(NH) = VOLA(NH) – DT*(QH(NH) +QHA(NH))/2 (7) RS(K-1) + SP(K+1) = 2 * HP(K) + RU * (QP(K) – QS(K)) (8) RS(K-1) + SP(K+1) = 2 * HP(K) + RU * QH(NH) (9) HP(K) = (RS(K-1) + SP(K+1) – RU * QH(NH))/2 (10)


în care:

VOLA(NH) – volumul iniţial al pungii de aer;

QHA(NH) – debitul de transfer între punga de aer şi conductă la momentul iniţial;

QH(NH) – debitul de transfer între punga de aer şi conductă la momentul final;

RHH(NH) – rezistenţa hidraulică la branşament;

DT – pasul de calcul;

HH(NH) – volumul pungii de aer în urma comprimării.

Schema logică a nodului cu pungă de aer se prezintă în figura 5.

Fig. 5 - Schema logică pentru nodul cu pungă de aer

Prin program se realizează calculul în următoarele secvenţe:

- Se atribuie o primă valoare (valoarea iniţială) pentru debitul de transfer QHPR, egală cu debitul care intră din hidrofor în conductă, din care se scade o valoare posibilă a erorii de 0,001 m3/s;

- Se calculează volumul iniţial al hidroforului, echivalent cu volumul pernei de aer în urma comprimării;

- Se calculează cota piezometrică cu ajutorul a două formule de calcul, determinându-se două valori (HPPRA; HPPRB).

- Se determină diferenţa dintre valorile cotei piezometrice calculate prin intermediul celor două formule de calcul (DHPPR).

3. Validarea programului de calcul „Berbec”

Pentru verificarea programului s-a realizat simularea numerică pentru o instalaţie unifilară compusă dintr-o conductă de aducţiune cu lungimea L = 1.000 m şi diametrul D = 1,00 m, care transportă un debit Q = -1,00 m3/s (în regim permanent de pompare). Debitul are semn negativ deoarece sensul de curgere este invers față de numerotarea nodurilor. Conducta de aducţiune are ca noduri de capăt un rezervor cu nivel liber constant (nod 1) și o vană cu închidere programată (nod 21), cu timpul de închidere TI = 15 s. Nivelul apei în rezervor se află la cota HP = 50 m. [5]


Se presupune generarea unei mişcări tranzitorii – lovitură de berbec – prin închiderea treptată a vanei care este echivalentă cu oprirea staţiei de pompare. S-au simulat trei pungi de aer în nodurile 5, 10 şi 15. Acestea au avut volumul iniţial al pernei de aer de 0,95 m3 şi o rezistenţă la branşament RH = 0,001 s2/m5.

Prin împărţirea conductei în 20 de tronsoane egale, având fiecare o lungime de 50 m, a rezultat un număr de 21 de noduri (fig. 6).

Fig. 6 - Schema sistemului hidraulic şi linia piezometrică în regim permanent

Cu datele calculate pentru regimul permanent de mişcare (valori iniţiale) în toate cele 21 de noduri ale exemplului de calcul, în figura 6 s-a reprezentat grafic linia piezometrică pe schema instalaţiei sub presiune.

În continuare, s-a simulat lovitura de berbec prin închiderea treptată a vanei din nodul 21, în mai multe variante de calcul:

- Varianta 1 - fără formarea pungilor de aer în sistem;

- Varianta 2 – cu formarea unei singure pungi de aer amplasată în nodul 15, cu diferite valori ale volumului pungii de aer (10,95 m3 şi 0,95 m3);

- Varianta 3 - cu formarea a trei pungi de aer amplasate în nodurile 5, 10 şi 15, cu volumul pungii de aer de 0,95 m3.

În urma simulărilor numerice au rezultat variaţii ale debitelor pe conductă şi ale presiunilor în noduri, astfel:

- Varianta 1 – figura 7 (presiuni);

- Varianta 2 - figura 8 (presiuni) pentru volumul pungii de 10,95 m3, respectiv figura 9 (presiuni) pentru volumul pungii de 0,95 m3;

- Varianta 3 - figura 10 (presiuni) pentru trei pungi de aer cu volumul iniţial 0,95 m3.

Din analiza rezultatelor obţinute, ţinând seama că debitul la vana din nodul de capăt 21 se reduce treptat, în conformitate cu manevra de închidere a vanei, după care se menţine la valoarea zero, se constată următoarele:

- În varianta 1, presiunile oscilează, datorită reginului nepermanent, cu amplitudini din ce în ce mai reduse către rezervorul cu nivel constant (fig. 7).

- În varianta 2, cu o singură pungă de aer (în nodul 15), perioada de oscilaţie a presiunilor creşte odată cu creşterea volumului iniţial al pungii de aer modelată cu ajutorul unui hidrofor.


- În varianta 3, cu trei pungi de aer, perioada de oscilaţie a presiunilor este mai mare în comparaţie cu perioada de oscilaţie în prezenţa unei singure pungi, cu acelaşi volum iniţial.

- Debitul de transfer are valori pozitive şi negative, aproximativ cu aceleaşi valori absolute, mai mari în ipoteza unor pungi de aer cu volum iniţial mai mare.

Variatia presiunii fara pungi de aer

0

5

10

15

20

25

30

35

1 84 167

250

333

416

499

582

665

748

831

914

997

1080

1163

1246

1329

Nr.pasi de calcul

Pres

(mCA

)

VARP

VARP1

VARP2

VARP3

Fig. 7 - Variaţia presiunii în varianta 1

(în nodurile 21 - VARP, 15 – VARP1, 10 VARP2 şi 5 – VARP3)

Variatia presiunii sub influenta unei singure pungi de aer Vol = 10.95 amplasata in nod 15

0

10

20

30

40

50

1 75 149

223

297

371

445

519

593

667

741

815

889

963

1037

1111

1185

1259

1333

Nr.pasi de calcul

Pres

(mCA

)

VARP

VARP1

VARP2

VARP3

Fig. 8 - Variaţia presiunii în varianta 2 (în nodurile 21, 5, 10 şi 15,

pentru volumul iniţial al pungii de aer de 10,95 m3

Variatia presiunii sub influenta unei singure pungi de aer Vol = 0.95 amplasata in nod 15

0

10

20

30

40

50

1 68 135

202

269

336

403

470

537

604

671

738

805

872

939

1006

1073

1140

1207

1274

1341

Nr.pasi de calcul

Pres

(mCA

)

VARP

VARP1

VARP2

VARP3

Fig. 9 - Variaţia presiunii în varianta 2 (în nodurile 21, 5, 10 şi 15,



Variatia presiunii sub influenta a trei pungi de aer mplasate in nodurile 5, 10 si 15

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

1 29 57 85 113

141

169

197

225

253

281

309

337

365

393

421

449

477

505

533

561

589

617

645

673

701

729

757

785

813

841

869

897

925

953

981

1009

1037

1065

1093

1121

1149

1177

1205

1233

1261

1289

1317

1345

1373

Nr.pasi de calcul

Pres

(mCA

)

VARP VARP1 VARP2 VARP3 Fig. 10 - Variaţia presiunii în varianta 3 (în nodurile 21, 5, 10 şi 15),


4. Concluzii

Prezentul articol abordează din punct de vedere teoretic și aplicativ problema influenței aerului liber în sistemele hidraulice sub presiune asupra desfășurării fenomenului de lovitură de berbec.

O concluzie deosebit de importantă este aceea că prezența unor pungi concentrate de aer (de regulă în punctele înalte) în momentul generării loviturii de berbec poate induce variații extrem de mari ale presiunii ca urmare a „oscilației” cu amortizare foarte redusă a coloanelor de lichid delimitate de pungile de aer, respectiv de o punga de aer și rezervorul de nivel constant de la capătul aducțiunii.

Programul de calcul, denumit „Berbec”, a fost realizat pornind de la modelul utilizat pentru programul LOVBE, iar pungile de aer au fost simulate cu ajutorul unor hidrofoare fictive dispuse în zone cu potenţial de apariţie a acestor pungi.

În articol, programul a fost prezentat succint prin schemele logice ale fiecărui tip de nod și ecuațiile corespunzătoare doar nodului cu pungă de aer.

La final, au fost prezentate câteva simulări numerice, în urma cărora au fost analizate variaţiile presiunii în diferite noduri de calcul ale unui sistem hidraulic unifilar, punând în evidenţă influenţa pungilor mari de aer (elemente elastice) asupra loviturii de berbec.

Analiza rezultatelor a condus la aprecierea faptului că programul de calcul funcţioneză corect şi poate fi folosit pentru analiza detaliată a comportării pungilor de aer în sisteme hidraulice unifilare.

Bibliografie

[1] Dache (Botescu), A. – Studiu documentar privind mişcarea nepermanentă în sisteme hidraulice sub presiune, Raport de cercetare ştiinţifică nr. 1 în cadrul studiilor universitare de doctorat, UTCB, Bucureşti, 2010.

[2] Song, C.C.S., Cardel, J.A., Leung, K.S. - Transient mixed-flow models for storm sewers, ASCE, Journal of Hydraulic Engineering, Vol. 109, No. 11, pp. 148-154, 1983

[3] Chaudhry, M.H., Bhallamudi, S.M., Martin, C.S., Naghash, M. - Analysis of transient pressures in bubbly, homogeneous, gas-liquid mixtures, ASME, Journal of Fluid Engineering, Vo1. 112, No. 2, pp. 225-230, 1990

[4] Tatu, G. - Mişcări nepermanente în aducţiunile CHE generate de expulzarea pungilor de aer, Conferinţa Sisteme Hidraulice, București1999

[5] Dache (Botescu), A. – Modul de calcul pentru lovitura de berbec sub influenţa pungilor de aer, Raport de cercetare ştiinţifică nr. 3 în cadrul studiilor universitare de doctorat, UTCB, Bucureşti, 2011

[6] Tatu, G. - Sisteme hidraulice în regim tranzitoriu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, 1995 [7] Courant, R., Friedrichs, K., Lewy, H. – On the Partial Difference Equations of Mathematical Phisics, IBM

Journal, 1967


VERIFICAREA LA VOALARE A UNEI INIMI CURBE ÎN CONFORMITATE CU SR 1911/98, SR EN 1993-1-5 ŞI AASHTO LRFD STUDIU DE CAZ: GRIDA CONTINUĂ PE 3 DESCHIDERI A UNUI

TABLIER CURB CU STRUCTURĂ MIXTĂ OŢEL BETON

THE CHECK OF BUCKLING RESISTENCE FOR A CURVED WEB ACCORDING SR 1911/98, SR EN 1993-1-5 AND AASHTO LRFD CASE

STUDY:CONTINOUS GIRDER ON 3 SPANS OF A CURVED DECK WITH COMPOSITE STEEL-CONCRETE STRUCTURE

Marian DARABAN1

Rezumat: Articolul conţine un studiu asupra aplicarii principiilor de conceptie, analiză structurală şi calcul din punct de vedere al asigurării la voalare a inimilor unui pod curb cu o rază în plan, R=215m având ca schemă statică o grindă continuă pe 3 deschideri (50-65-50m). Secţiunea transversală este constituită din două casete metalice cu pereţi înclinaţi și contravȃntuire la partea superioarǎ, conectate în sens transversal printr-o placă de beton şi cadre transversal.Partea carosabilǎ a are o lǎțime de 12.3m. Scopul acestei lucrări este de a stabili nivelul de siguranţă la voalare a unei inimi curbe printr-un calcul comparativ aplicând prevederile a 3 norme: SR 1911/98, SR EN 1993-1-5 şi AASHTO LRFD.

Cuvinte cheie: norme europene, poduri curbe, voalare .

Abstract: The paper presents a study on the application of the principles of design, structural analysis and calculation in terms of ensuring against buckling the girder webs of a curved bridge having a radius of 215m and as static scheme a continuous girder on three spans (50-65 -50m). The cross section consists of two box steel girders with inclined webs and bracings at the top and connected transversally through cross frames and a concrete slab at the top. The carriageway has a width of 12.3m. The aim of this paper is to establish the safety level of a curve web beam compared with a calculation applying the provisions of the three standards: SR 1911 to 1998, and AASHTO LRFD EN 05.01.1993.

Keywords: European standards, curve bridges, buckling .

1. Introducere

Stabilitatea reprezintă o problemă fundamentală în mecanica solidelor, care trebuie stăpânită pentru asigurarea siguranţei structurilor pentru starea limită ultimă. Teoria stabilităţii este de o importanţă crucială pentru inginerii structurişti, lucru evident ţinând seama de cele patru accidente majore survenite la structuri mari de poduri: 6 noiembrie 1969, Podul peste Dunăre la Viena, 2 iunie 1970 podul Milford Haven în ţara Galilor, 15 octombrie 1970 podul West Gate peste Yarra la Melbourne în Australia, 10 noiembrie 1971 podul peste Rhin la Koblenz. Aceste accidente au avut drept cauze erori în evaluarea solicitărilor şi a cazurilor de încărcare,

1 Asist. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assitant, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges), e-mail: [email protected] Referent de specilitate: Prof.univ.dr.ing. Popa Nicolae, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assitant, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges)


deficienţe de concepţie structurală şi lacune în calculul la voalare a tolelor rigidizate, calcule care se bazau pe teoria liniară de voalare.

Problemele de stabilitate a structurilor metalice sunt nu numai complicate, dar și cu pondere majoră în asigurarea siguranaţei structurilor. În SUA se elaborează de către SSRC- Structural Stability Research Council, periodic la 5 ani), ghidul pentru verificarea la stabilitate a structurilor metalice, care conţine circa 600 de pagini. În Europa, Convenţia Europeană pentru Construcţii Metalice a editat şi publicat în 2008 un manual explicativ pentru calculul la stabilitate a structurilor metalice, în conformitate cu EN 1993-1-1 cu exemple, având 250 de pagini. În Marea Britanie, Steel Construction Institute a elaborate o serie întreagă de documente dedicate verificărilor şi calculelor de stabilitate a diferitelor tipuri de elemente structurale. La fel, astfel de materiale au fost elaborate în Franţa, la CTIM şi OTUA, sau în Germania, documentaţiile DASt (Deutsche Ausschuß für Stahlbau).

Verificarea la voalare cu norma româneasca SR 1911 din 1998 care are la baza documentaţiile DASt aplică metoda coeficientului de siguranţă la voalare.

SR EN 1993-1-5 conţine două maniere de rezolvare a problemelor de stabilitate pentru tole metalice: metoda secțiunilor reduse şi metoda eforturilor unitare reduse.

• În metoda sectiunior reduse, rezistenţa elementelor din plăci poate fi determinată utilizându-se ariile eficace ale elementelor plane supuse la compresiune pentru a calcula caracteristice secţiunilor transversale de clasă 4 care vor fi utilizate în relaţiile de verificare pentru SLU.

• Metoda tensiunilor reduse poate fi utilizată pentru determinarea tensiunilor limită pentru plăci rigidizate sau nerigidizate, reprezentând o metodă alternativă la metoda secţiunilor reduse (lătimilor eficace).

Norma americană AASHTO LRFD conţine o metodă de asigurare a tolelor metalice la voalare prin limitarea eforturilor unitare normale și a celor tangențiale. Acțiunea simultanǎ a eforturilor unitare normale și tangențiale este consideratǎ prin corecția efortului unitar critic Fcr.

Atât standardul românesc SR 1911/98 cât și euronormele nu conțin prevederi pentru asigurarea practicǎ la voalare a inimilor curbe. Ȋn lucrarea [1] relațiile pentru verificǎrile la voalare a inimilor curbe sunt aceleași ca și cele pentru inimi drepte, dar suplimentar fațǎ de inimile drepte se limiteazǎ distanța dintre rigidizǎrile transversale, limitându-se astfel sǎgeata inimii dintre douǎ rigidizǎri consecutive. Se impune ca rigidizǎrile transversale sǎ fie strict rigide.

2. Descrierea structurii

Pentru studiul şi aplicarea principiilor de conceptie, analiză structurală şi calcul din punct de vedere al asigurării la voalare a inimilor unui pod curb se consideră cazul unui tablier cu o rază în plan, R=215m având ca schemă statică o grindă continuă pe 3 deschideri (50-65-50m) cu o secţiune transversală constituită din două casete metalice cu pereţi înclinaţi, conectate în sens transversal printr-o placă de beton de 25cm grosime şi cadre transversale dispuse la 6 şi la 7m. Înălţimea casetei metalice s-a adoptat de 2m, iar distanţa dintre axele celor două casete de 6m. Lăţimea părţii carosabile este de 12.3m.

Secţiunea casetei metalice s-a prevăzut închisă pe panourile adicente reazemelor intermediare cât şi a celor finale, dispoziţie constructivă care are ca efect reducerea eforturilor unitare din încovoiere în plan vertical, o repartiţie raţională a eforturilor unitare normale pe înălţimea grinzii prin ridicarea axei neutre a secţiunii grinzii metalice în faza de betonare, dar şi creşterea rigidităţii la torsiune uniformă a


secţiunilor de pe zona reazemului, fapt ce determină o scădere a eforturilor unitare normale din torsiune neuniformă şi o creştere a eforturilor unitare tangenţiale din torsiune uniformă. Cele două casete metalice au aceeaşi secţiune transversală care prezintă la partea inferioară o tolă de 40mm grosime pe doua panouri adiacente reazemelor intermediare şi pe panourile marginale, iar în câmp s-a adoptat o grosime de 20mm. Talpa inferioară este rigidizată cu rigidizări longitudinale deschise, trei fiind dispuse continuu pe toata lungimea podului, iar pe zonele unde grosimea tolei are 40mm, talpa este prevazuta cu 5 rigidizari longitudinale, cele doua suplimentare fiind legate în zona de intrerupere de montantul inferior al cadrului transversal. Inimile casetelor sunt înclinate cu panta 1:4 şi au o grosime de 14mm exceptând panourile adiacente rezemelor unde inima are 22mm. Inimile casetelor sunt prevăzute cu rigidizări transversale strict rigide dispuse la distanţa de 2m , respectând condiția constructivǎ impusǎ ȋn norma americanǎ [1].

Fig. 1 - Vedere în plan a sructurii metalice


La partea superioară inima are sudată o talpă de 400mm şi 20mm grosime, grosime minimă impusă de prezenţa gujoanelor, dispoziţie care trebuie considerată încă din faza de predimensionare. Pentru panourile marginale şi pentru primele douǎ panouri adiacente reazemelor intermediare talpa superioarǎ de 400 mm are o grosime de 40mm. Pentru panourile finale şi pentru cele adiacente reazemelor intermediare între tǎlpile superioare de 400mm caseta este închisă cu o tolă de 20mm prevăzută cu 3 rigidizări longitudinale şi rigidizări transversale (montanții superiori ai cadrelor transversale din zonele respective).

3. Modelarea structurii

În vederea stabilirii comportării structurii sub încărcările de pe durata execuţiei şi sub cele din exploatare au fost realizate mai multe modele numerice tridimensionale cu elemente finite, programul de calcul utilizat fiind SAP 2000. Modelele numerice au fost realizate numai pentru suprastructură. Analizele au fost efectuate în domeniul liniar elastic şi acest lucru a fost posibil întru-cât în placa de beton de pe reazem efortul unitar normal nu depăşeşte 2*ftcm, fapt care nu impune reducerea rigidităţilor axiale şi de torsiune pentru placa de beton.

Fig. 2 - Secţiuni transversale prin suprastructură

Fig. 4 - Discretizare structură

Pentru modelarea elementelor structurale ce alcătuiesc secţiunea casetelor metalice cât şi pentru placa de beton au fost utilizate elemente finite plane, de tip “shell”, cu patru noduri, cu comportare de placă şi membrană. Cadrele transversale, rigidizările transversale şi barele de contravântuire au fost modelate cu elemente de tip frame.

Elementele de legătură (conectorii) ce asigură conlucrarea plăcii cu grinzile metalice au fost modelaţi prin intermediul unor elemente finite de tip “link”.

Materiale considerate

Pentru elementele metalice ale suprastructurii (grinzi principale, antretoaze, rigidizări) a fost utilizat oţelul OL 37-EP ale cărui caracteristici introduse în programul de calcul au fost:

- Modulul de elasticitate longitudinal, E=210 000 N/mm2;

- Coeficientul lui Poisson, ν=0,3;


- Coeficientul de dilatare termică liniară, α=1×10-5;

- Greutatea specifică, γ=78.5 kN/m3.

Pentru placa de beton armat a fost utilizat betonul C25/30 având caracteristicile:

- Modulul de elasticitate longitudinal, E=32 500 N/mm2;

- Coeficientul lui Poisson, ν=0.2;

- Coeficientul de dilatare termică liniară, α=1×10-5;

- Greutatea specifică, γ=25 kN/m3;

- Rezistenţa caracteristică medie la compresiune, fcm=33 N/mm2.

- Rezistenţa caracteristică medie la întindere, ftcm=2.6 N/mm2

În toate modelele utilizate comportarea materialului a fost considerată liniar elastică.

Încărcări considerate

Pentru a putea compara nivelul de siguranţă la voalare a celor trei norme s-a considerat aceleaşi solicitări: greutatea proprie, convoiul de calcul (s-a folosit convoiul LM1), contracţia betonului,

Modele de calcul au considerat etapele de execuţie şi comportarea în timp a betonului.

Nu au fost considerate în calcul solicitările din greutatea căii şi a parapetului direcţional şi nici solicitările din variaţiii de temperatură.

Modelul 1 Structura portantă este reprezentată de grinda metalică continuă.

Solicitările considerate sunt:

- greutatea structurii metalice;

- greutatea cofrajului considerată de 0,5tf/ml;

- greutatea betonului proaspăt.

Fig. 5 - Model pentru faza de betonare


Modelul 2 Modelul 2 are ca scop determinarea solicitărilor provocate de contracţia plăcii de beton. Structura portantă este reprezentată de structura mixtă oţel-beton.

Contracţia reprezintă scurtarea lentă în timp a unui element din beton neîncărcat. Contracţia este cauzată de evaporarea apei pasive şi de îngustarea gelului de ciment în care sunt înglobate agregatele. Deformaţia specifică finală datorată contracţiei betonului bcε se consideră pentru dale monolite 410*2 −=bcε . A fost necesar un model separat pentru studiul acestui fenomen ìntrucât pentru studiul contracţie modulul de elasticitate al betonului se consideră:

∞+=

ϕα *10b

bEE unde:

ϕ∞ =caracteristica de curgere lentă care pentru ∞t are valoarea 2=∞ϕ

0,5α = coeficientul de influenţă;

Contracţia a fost considerată ca acţiune aplicând plăcii de beton o deformaţie impusă 410*2 −=bcε .

Modelul 3

Modelul 3 are ca scop determinarea eforturilor unitare din încărcări de scurtă durată, în speţă convoiul de calcul LM1. Ìncărcările a căror durată de aplicare este foarte mică în comparaţie cu timpul necesar dezvoltării curgerii lente sunt considerate încărcări de scurtă durată. Pentru aceste se consideră că deformaţia specifică maximală este egală cu deformaţia elastică instantanee (t=0), εb,max=εb,el influenţa curgerii lente fiind nulă (α=0). Modulul de elasticitate fictiv va fi în acest caz egal cu modulul instantaneu 0bE

Fig. 6 - Model pentru încărcări de scurtă durată


4. Rezultate obţinute

Tablierul analizat constituie un studiu de caz pentru aplicarea principiilor de concepţie şi calcul al unui tablier curb. Acest lucru a presupus predimensionarea structurii plecând de la prevederile constructive prevăzute în AASHTO LRFD, iar mai apoi efectuarea mai multor modele de calcul pentru a ajunge în forma finală care corespunde nivelelor de siguranţă impuse de normele pentru care s-au facut verificarile de rezistenţă şi stabilitate. În urma analizelor statice efectuate pentru geometria şi conformarea finală a structurii au fost determinate valorile eforturilor unitare pentru toate acţiunile considerate. Ȋn figurile 7...10. se prezintă distribuţia de eforturi unitare normale pentru cele două casete metalice pentru secţiunea de la jumatatea tablierului.

Fig. 7 - Diagrama σ din etapa I la jumatatea deschiderii curente

Fig. 8 - Diagrama σ din contracţie la jumatatea deschiderii curente

Fig. 9 - Diagrama σ din TS la jumatatea deschiderii curente

Fig. 10 - Diagrama σ din UDL la jumatatea deschiderii curente


Eforturi secţionale în panoul de la jumătatea deschiderii curente: 2

. . . .1 : 91.24x i G bet N mmσ = 2. . . .2 : 61.12x i G bet N mmσ = −

2. . .1 : 5.78x i con N mmσ = 2

. . .2 : 10.17x i con N mmσ = 2

. . .1 : 12.29x i Tandem N mmσ = 2. . .2 : 30.44x i Tandem N mmσ = −

2. . .1 : 15.89x i UDL N mmσ = 2

. . .2 : 47.85x i UDL N mmσ = − 2

. . .1 : 2.00i G bet N mmτ = 2. . .2 : 2.00i G bet N mmτ =

2. .1 : 4.00i con N mmτ =

2. .2 : 4.00i con N mmτ =

2: 10.00. .1 N mmi Tandemτ = 2

. .2 : 10.00i Tandem N mmτ = 2

. .1 : 3.00i UDL N mmτ = 2

. .2 : 3.00i UDL N mmτ = 2

. . . . : 7.00z i G bet N mmσ = 2. . . . : 7.00z j G bet N mmσ =

2. . . : 7.00z i con N mmσ = 2

. . . : 7.00z j con N mmσ = 2

. . : 7.00z i Tandem N mmσ = 2. . : 7.00z j Tandem N mmσ =

2. . : 4.00z i UDL N mmσ = 2

. . : 4.00z j UDL N mmσ = Panoul analizat se consideră articulat pe contur şi are dimensiunile: 2000wD mm= înălţimea panoului;

14wt mm= grosimea inimii; 2000a mm= lăţimea panoului; 2000b mm= înălţimea panoului;

Alte dimensiuni necesare pentru verificarea panoului la voalare:

0 2000d mm= distanţa dintre rigidizările transversale; 5100pl mm= distanţa dintre cadrele transversale; 215R m= raza în axa podului.

Caracteristicile oţelului utilizat (OL37EP): 5 22.1 10E x N mm= ,

2240yf N mm= , 0.3mmυ = .

5. Verificarea la voalare a panoului de la jumatatea deschiderii curente conform cu aashto lrfd

Eforturile unitare de calcul:

( ) 2. .1 . . . .1 . . .1 . . .1 . . .1: 1.25 1.35 1.20 159.03x i x i G bet x i Tandem x i UDL x i con N mmσ σ σ σ σ= + + + =

( ) 2. .2 . . . .2 . . .2 . . .2 . . .2: 1.25 1.35 1.20 169.88x i x i G bet x i Tandem x i UDL x i con N mmσ σ σ σ σ= + + + = −

( ) 21 . . .1 . .1 . .1 . .1: 1.25 1.35 1.20 24.85i G bet i Tandem i UDL i con N mmτ τ τ τ τ= + + + =

( ) 22 . . .2 . .2 . .2 . .2: 1.25 1.35 1.20 24.85i G bet i Tandem i UDL i con N mmτ τ τ τ τ= + + + =

( ) 2. . . . . . . . . . . . .: 1.25 1.35 1.20 23.60z i z i G bet z i Tandem z i UDL z i con N mmσ σ σ σ σ= + + + =

( ) 2. . . . . . . . . . . . .: 1.25 1.35 1.20 23.60z j z j G bet z j Tandem z j UDL z j con N mmσ σ σ σ σ= + + + =


Verificarea zvelteţii inimii:

( ): 150," "," " " "w wzveltetea if D t checked not checked checked= ≤ = Distanţei maximă recomandată dintre rigidizările transversale:

( )0_

215: 2

1 0.005 215 215w

rec

D if R md m

R if R m

≤= =

+ − ≤⎡ ⎤⎣ ⎦ Rezistenţa la eforturi unitare normale: Înălţimea zonei comprimate a inimii:

. .1

. .1 . .2

: 0.967x ic w

x i x i

D D mσ

σ σ⎛ ⎞

= =⎜ ⎟+⎝ ⎠ Factorul de voalare:

( ): 9 18.614w ck D D= = Efortul unitar normal critic care se compară cu efortul unitar maxim din inimă:

( )2 2

2

0.9: min , 172.389 / 169.88 /cr y

w w

EkF f N mm N mmD t

⎡ ⎤= = > −⎢ ⎥

⎢ ⎥⎣ ⎦ Rezistenţa la eforturi tangenţiale:

2

0

5: 5 10w

w

kd

D

= + =⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

factor de voalare

2: 138.5643

yp

fV N mm= =

efort tangențial corespunzătoar limitei de curgere

( )

( )2

1 1.1

: 1.1 1.1 1.38 0.652

1.52 1.38

w w w y

w w w y w y w w w y

w w w y w w w y

if D t Ek f

C D t Ek f if Ek f D t Ek f

Ek D t f if D t Ek f

⎡ ⎤<⎢ ⎥⎢ ⎥= ≤ ≤ =⎡ ⎤⎣ ⎦⎢ ⎥⎢ ⎥⎡ ⎤ >⎢ ⎥⎣ ⎦⎣ ⎦

Efortul unitar tangenţial critic care se comparǎ cu efortul unitar tangențial maxim din inimă: 2 2

1: 90.302 24.85cr pV CV N mm N mmτ= = > = 6. Verificarea la voalare a panoului de la jumătatea deschiderii curente conform cu sr en 1993-1-5

( ) 2. . .1 . . . .1 . . .1 . . .1 . . .1: 1.35 1.35 167.00x i Ed x i G bet x i Tandem x i UDL x i con N mmσ σ σ σ σ= + + + =

( ) 2. . .2 . . . .2 . . .2 . . .2 . . .2: 1.35 1.35 178.05x i Ed x i G bet x i Tandem x i UDL x i con N mmσ σ σ σ σ= + + + = −

( ) 2.1 . . .1 . .1 . .1 . .1: 1.35 1.35 24.25Ed i G bet i Tandem i UDL i con N mmτ τ τ τ τ= + + + =

( ) 2.2 . . .2 . .2 . .2 . .2: 1.35 1.35 24.25Ed i G bet i Tandem i UDL i con N mmτ τ τ τ τ= + + + =

( ) 2. . . . . . . . . . . . .: 1.35 1.35 24.30z i Ed z i G bet z i Tandem z i UDL z i con N mmσ σ σ σ σ= + + + =

( ) 2. . . . . . . . . . . . .: 1.35 1.35 24.30z j Ed z j G bet z j Tandem z j UDL z j con N mmσ σ σ σ σ= + + + =

Factorul de amplificare minim al încărcărilor pentru care încărcările de calcul ating valoarea caracteristică a rezistenţei în punctul cel mai critic din placă:

2 2 2.

. . .1 . . . . .1 . . .1

1: 1.483

3ult k

x i Ed z i Ed x i Ed z i Ed Ed

y y y y yf f f f f

ασ σ σ σ τ

= =⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞

+ − +⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠


Rapoarte de tensiuni:

. . .2

. . .1

: 1.066x i Edx

x i Ed

σψσ

= = −

. .

. .

: 1z j Edz

z i Ed

σψ

σ= =

Coeficientul de formă:

: 1 1whα = = Factori de voalare:

( )

( )

. 2

2

4 18.2 1.05 0 17.81 0

: 25.5277.81 6.29 9.78 0 123.9 1

5.98 1 1 3

x

x x

x

xx x x

x

x x

ifif

ifk

ifif

if

σ

ψψ ψψψ ψ ψψ

ψ ψ

=

+ < ≤

≤= =

− + > > −= −

− − > > −

( )

( )

. 2

2

4 18.2 1.05 0 17.81 0

: 47.81 6.29 9.78 0 123.9 1

5.98 1 1 3

z

z z

z

zz z z

z

z z

ifif

ifk

ifif

if

σ

ψψ ψψψ ψ ψψ

ψ ψ

=

+ < ≤

≤= =

− + > > −= −

− − > > − ( )( )

2

2

5.34 4* 1: 9.34

4 5.34* 1w

w

h a ifk

h a ifτ

α

α

+ ≥= =

+ <

Efortul unitar critic Euler: ( )

2 22

2 2: 9.3

12 1w

Ew

Et N mmh

πσυ

= =−

Tensiune criticǎ elastic de voalare:

2. .: 37.201cr z z Ek N mmσσ σ= =

2. : 86.864cr Ek N mmττ σ= = . . . . .1: 1.422cr x cr x x i Edα σ σ= = . . . .: 1.531cr z cr z z i Edα σ σ= = . . . .1: 3.582cr cr i Edτα τ τ= =

2235 /: 0.99y

N mmf

ε = =

Factorul de amplificare minimal al încărcării pentru încărcările de calcul pentru atingere

încărcării critice elastice a plăcii, sub acţiunea câmpului complet de tensiuni:

12 2

2 2. . . . . . .

1: 0.7951 1 1 1 1 1 14 4 4 4 2 2

cr

x x x z x z

cr x cr z cr x cr z cr x cr z cr τ

αψ ψ ψ ψ ψ ψ

α α α α α α α

= =⎡ ⎤⎛ ⎞+ + + + − −+ + + + + +⎢ ⎥⎜ ⎟⎝ ⎠⎢ ⎥⎣ ⎦

Se obţine zvelteţea plăcii:

. 1.366p ult k crλ α α= =


Calculul factorilor de reducere:

( ) ( )2

1 0.673

: 0 0.6750.055 3min 1, 0.673 3

p

x p xp x

p

if

if

λ

ρ λ ψλ ψ

λ

≤⎡ ⎤⎢ ⎥

= ≥ =⎡ ⎤− +⎢ ⎥> ∧ +⎢ ⎥⎢ ⎥

⎢ ⎥⎣ ⎦⎣ ⎦

( ) ( )2

1 0.673

: 0 0.6140.055 3min 1, 0.673 3

p

z p zp z

p

if

if

λ

ρ λ ψλ ψ

λ

≤

= ≥ =⎡ ⎤− +> ∧ +⎢ ⎥

⎣ ⎦

Zvelteţea:

0.76 1.263w y crfλ τ= =

Contribuţia inimii: ( )

0.83: 0.83 0.83 1.08

1.37 0.7 1.08

w

w w

w w

ifif

if

η λ ηχ λ η λ

λ λ

≤= ≤ <

+ ≥

Pentru care η=1,2 .

1 1,0Mγ = Coeficient de siguranţă utilizat în cadrul acestei metode

Relaţia de verificare: 2 2 2

. . .1 . . . . .1 . . .1

1 1 1 1 1

3 0.983 1x i Ed z i Ed x i Ed z i Ed Ed

x y z y x y z y y

M M M M M

f f f f fσ σ σ σ τρ ρ ρ ρ χγ γ γ γ γ

⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟+ − + = <⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠

7. Verificarea la voalare a panoului de la jumatatea deschiderii curente conform cu sr 1911/98

Eforturile unitare de calcul: 2

. .1 . . . .1 . . .1 . . .1 . . .1: 125.2x i x i G bet x i Tandem x i UDL x i con N mmσ σ σ σ σ= + + + = − 2

. .2 . . . .2 . . .2 . . .2 . . .2: 129.24x i x i G bet x i Tandem x i UDL x i con N mmσ σ σ σ σ= + + + = 2

. . .1 . .1 . .1 . .1: 19.00i i G bet i Tandem i UDL i con N mmτ τ τ τ τ= + + + = 2

. . . . . . . . . . . .: 25.00z i z i G bet z i Tandem z i UDL z i con N mmσ σ σ σ σ= + + + = − În conformitate cu standardul SR 1911/98 tolele dreptunghiulare care se află în diferitele elemente ale structurilor de poduri metalice de cale ferată se asigură împotriva pericolului de voalare prin metoda coeficienţilor de siguranţă la voalare cu relaţia efectiv admisυ υ≥

Verificarea asigurării la voalare:

: 1a bα = = raportul între laturile a şi b ale panoului;

. .2 . .1: 1.032x i x iη σ σ= = unde:

. .1x iσ reprezintă efortul unitar normal de compresiune, maxim din panoul studiat;


. .1x iσ reprezintă efortul unitar de la marginea opusă a panoului în care apare efortul

. .1x iσ .

Efortul unitar critic corespunzător unei fâşii de tolă cu lăţime de 1cm şi cu lungimea b, în domeniul elastic admiţând valabilitatea formulei lui Euler:

( )2 2189800 9.30E int b N mmσ = − = − Verificarea în cazul acţiunii numai a eforturilor unitare σx: Coeficientul de siguranţă admisibil la voalare numai pentru acţiunea eforturilor unitare normale, pentru Gruparea I de acţiuni:

( )_ : 1.32 0.19 1 1.314x admσυ η= + − = 28.4 1 2.1` 1, , 7.636

0 1.11 0 1.11xk ifσ α αα

⎡ ⎤⎛ ⎞= ≥ + =⎢ ⎥⎜ ⎟+ +⎝ ⎠⎣ ⎦

22

2 1.87`` ,23,9,15.87 8.6 23.93xk ifσ α α

α⎡ ⎤= ≥ + + =⎢ ⎥⎣ ⎦

Pentru panouri articulate pe contur factorul de voalare xkσ se calculează:

( ) ( )( ) ( )

( )

( )

2

2 2

2 2

8.4 1.1 0 1 1

1 2.1 1.1 0 1 1

1 ` `` 10 1 1 0

23.9 1 2 315.87 1.87 8.6 1 2 3 23.9

23.9 1 2 315.87 1.87 8.6 1 2 3

0.426 1" "

x x

x

if

if

k k if

ifk if

ifif

iferoare otherwise

σ σ

σ

η η α

α α η η α

η η η η η

η α

α α η α

η α

α α η α

η

+ ≤ ≤ ∧ ≥

+ + ≤ ≤ ∧ <

+ − + + − < <⎡ ⎤⎣ ⎦= − ∧ ≥

= + + = − ∧ < =

= − ∧ ≥

+ + < − ∧ <

=

Valoarea efortului unitar normal critic de voalare are expresia:

2: 222.275xcr x Ek N mmσσ σ= = − Coeficientul de siguranţă efectiv la voalare pentru eforturi unitare normale :

. . . .1: 1.775x x cr x iσυ σ σ= = comparat cu _ : 1.314x admσυ =

Verificarea în cazul acţiunii numai a eforturilor unitare τ:

_ : 1.32admτυ = coeficient de siguranţă admis la voalare pentru acţiunea numai a eforturilor unitare tangenţiale

( )2 21, 5.34 4 ,4 5.34 9.34xk ifσ α α α⎡ ⎤= ≥ + + =⎣ ⎦ Valoarea efortului unitar tangenţial critic de voalare are expresia:

2: 86.86cr Ek N mmττ σ= = − Coeficientul de siguranţă efectiv la voalare pentru eforturi tangenţiale:

: 4.572 1,32cr iτυ τ τ= = >


Verificarea în cazul acţiunii simultane a eforturilor σx şi τ: 2 2

2. .1. 2 2

. .1 . .1

. . .1

3` : 214.347

1 34 4

x i icr comp

x i x i i

x cr x cr cr

N mmσ τ

ση σ η σ τ

σ σ τ

+= =

⎛ ⎞ ⎛ ⎞+ −+ +⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠

.

. _ ..

. .

` 2.04

` : 1.474 0.677 0.6 ` 2.04`

` ` 0.6

c cr comp c

ccr comp eff c c cr comp c

cr comp

cr comp cr comp c

if

if

if

σ σ σ

σσ σ σ σ σσ

σ σ σ

≥

⎛ ⎞= − < <⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠≤

2. _` 181.83cr comp eff N mmσ =

Coeficientul de siguranţă admisibil la voalare se stabileşte cu relaţia pentru actiunea simultană a eforturilor unitare xσ si τ :

2 2

. .1

. . .2 2_ _ _

. .1

. . .

. _ _

: 1.315

x i i

x cr crv adm

x i i

x cr cr

x adm adm

σ τ

σ τ

σ τσ τ

υσ τσ τ

υ υ

⎛ ⎞ ⎛ ⎞+⎜ ⎟ ⎜ ⎟

⎝ ⎠ ⎝ ⎠= =⎛ ⎞ ⎛ ⎞⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟+⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠

Coeficientul de siguranţă efectiv la voalare pentru actiunea simultană a eforturilor unitare xσ si τ :

. _ ._ _ 2 2

. .1

': 1.4 1.315

3cr comp eff

v

x i i

σ τ

συ

σ τ= = >

+ Verificarea în cazul acţiunii simultane a eforturilor unitare σx, σz şi τ:

1 : 2c m= Lungimea de repartiţie a încărcării locale :i panoub b= : (0.30 0.50 0.80 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00 4.50 5.00)yα =

` : (47.28 19.23 8.18 5.61 3.27 2.54 2.23 2.06 1.95 1.78 1.42 1.19 )zk σ = :zkσ =linterp '( , ' , ) 5.61T T

y zk σα α = Efortul unitar normal critic de voalare . .z crσ :

2. . : 52.174z cr z Ek N mmσσ σ= = −

. _ . 1. . 2 2

. .1

'' :

3cr comp eff x

x cr

x i

σ σσ

σ τ=

+ . _ .

. . 2 2. .1

'' :

3cr comp eff

x cr

x i

σ ττ

σ τ=

+

2 2 2. .1 . . .1 .

. _ 2

. .2

. . . .1. .1 . .1

. . . . .

3'' :

4

4 4 '

x i z i x i z i icr comp a

i x i x

z i z i x ix i x i

z cr z cr xcr

k kk k

σ σ

τ τ

σ σ σ σ τσ

τ τσ σ σσ σσ σ σ

+ − +=

⎛ ⎞− ⎜ ⎟ ⎛ ⎞⎜ ⎟+ + ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎝ ⎠⎜ ⎟⎝ ⎠


2 2 2. .1 . . .1 .

. _ 2

. .1 . .12

. .. .

. . . .

3'' :

2 2

4 4 '

x i z i x i z i icr comp b

x i x i

z i z i ii x i x

z cr z cr cr

k kk k

τ τ

σ σ

σ σ σ σ τσ

σ σσ σ ττ τσ σ τ

+ − +=

⎛ ⎞+ −⎜ ⎟ ⎛ ⎞⎜ ⎟+ + ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎝ ⎠⎜ ⎟⎝ ⎠

.. _

1.

. .1. _

.

'' 1'' :

'' 1

i xcr comp a

xcr comp

x icr comp b

i x

kifkkif

k

σ

τ

τ

σ

τσσ

σσστ

≤

=≤

.

. _ . ..

. . .

'' 2

'' : 1.474 0.677 2.04 '' 0.6 ''''

'' '' 0.6 ''

c cr comp

ccr comp eff c c cr comp cr comp

cr comp

cr comp cr comp cr comp

if

if

if

σ σ

σσ σ σ σ σσ

σ σ σ

≥

⎡ ⎤⎛ ⎞= − > >⎢ ⎥⎜ ⎟⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦

≤2

. _'' : 144 /cr comp eff N mmσ =

Coeficientul de siguranţă admis la voalare numai pentru acţiunea lui zσ :

. _ : 1.7z admσυ = Coeficientul de siguranţă admis la voalare pentru acţiunea simultană xσ , zσ şi τ :

2 2 2

1

. . . . .2 2_ _ _ _ _ .

1

. . . . .

. _ . _ _

: 1.098

x z

x cr z cr crv x y adm Gr I

x z

x cr z cr cr

x adm z adm adm

σ σ τ

σ σ τ

σ σ τσ σ τ

υσ σ τ

σ σ τυ υ υ

⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞+ +⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟

⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠= =⎛ ⎞ ⎛ ⎞⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟+ +⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠

Coeficientul de siguranţă efectiv la voalare pentru acţiunea simultană xσ , zσ şi τ

. _ ._ _ _ 2 2 2

. .1 , . .1 ,

'': 1.205 1.098

3cr comp eff

v x y

x i z i x i z i i

σ σ τ

συ

σ σ σ σ τ= = >

+ − +

Bibliografie

[1] AASHTO Guide Specifications for Horizontally Curved Steel Girder Highway Bridges, 2005 SUA; [2] AASHTO LRFD Bridge Design Specifications (Third Edition 2005) SUA; [3] Hiroshi Nakai, Chai Hog Yoo, “Analysis and Design of Curved Steel Bridges”; [4] Yoo, C.: “Stability of Curved Girders”, Proceedings of the International Conference on Finite Element

Methods, Shanghai, People’s Republic of China, August 1982; [5] SR 1911/98.Poduri Metalice de Cale Ferată; Prescripţii de proiectare; [6] SR EN 1990-A2: 2009. Bazele proiectării structurilor – Poduri; [7] SR EN 1991-2: 2005. Acţiuni asupra structurilor. Partea 2: Acţiuni din trafic la poduri; [8] SR EN 1993-1-5: 2008. Proiectarea structurilor de oţel. Elemente structurale din plăci plane solicitate în planul lor; [9] SR EN 1993-2: 2007. Proiectarea structurilor de oţel. Poduri de oţel; [10] SR EN 1994-2:2007. Proiectarea structurilor composite de oţel şi beton. Reguli generale şi reguli pentru poduri;


EVALUAREA DURATEI DE EXPLOATARE A PODURILOR METALICE FEROVIARE PE BAZA STUDIILOR DE TRAFIC

SERVICE LIFE EVALUATION OF THE RAILWAY STEEL BRIDGES BASED ON TRAFFIC STUDIES

Cristian DIMA1

Rezumat: Rețeaua de căi ferate din România are un număr mare de tabliere metalice care au o vechime mare și nu mai prezintă siguranță în exploatare. Punerea în siguranță a acestor tabliere nu se poate realiza intr-o perioadă scurtă de timp și se impun măsuri de prioritizare ale lucrărilor de intervenție în funcție de nivelul degradărilor din oboseală. În continuare se prezintă etapele de evaluare a siguranței la oboseală a tablierelor metalice de cale ferată bazate atât pe investigații teoretice prin calcul cât și pe rezultatele studiilor de trafic şi măsurătorilor „in situ”. Pe această bază se pot stabili soluții eficiente economic de reparații și consolidări care să prelungească cât mai mult durata de exploatare a acestor poduri.

Cuvinte cheie: oboseală, poduri metalice, durata de viată, siguranța la oboseală.

Abstract: The railway network in Romania has a large number of metal decks which have a big age and are no longer safe in service. The fatigue safety implementation for these decks can not be achieved in a short period of time and prioritized actions are required for intervention works based on the degradation level from fatigue. The follow up are presented the stages of evaluation of fatigue safety for railway bridges based both on theoretical investigations and the results of the calculation of traffic studies and in situ measurements. On this basis can be established cost-effective solutions of repairs and reinforcements to extend the service life of these bridges.

Keywords: fatigue, steel bridges, fatigue life, fatigue safety

1. Introducere

Podurile metalice de cale ferată nituite exploatate în prezent (atât în România cât şi în lume), au fost executate începând din a doua jumătate a secolului XIX şi în prima jumătate a secolului XX şi au de regulă durata de exploatare consumată. În același timp primele tabliere de cale ferată sudate executate în perioada de introducere a sudurii la poduri prezintă deficiențe constructive și o siguranță mai mică la oboseală. Pe baza rezultatelor calculului siguranţei la oboseală se pot stabili prioritizări ale lucrărilor de intervenţie la tablierele de cale ferată în funcţie de nivelul vătămărilor la oboseală, precum şi criterii de alegere a soluţiilor optime de refacere a siguranţei, care pot consta în reparaţii locale, consolidări sau înlocuiri de tabliere. În prezent proiectarea tablierelor metalice noi de cale ferată este guvernată de prevederile normelor europene care utilizează metoda stărilor limită [1], [2], [3] iar oboseala tablierelor noi este tratată separat ca stare limită (starea limită ultimă de oboseală).

SR 1911-98 [4] nu poate fi abrogat până la includerea în normele europene a unui capitol referitor la evaluarea siguranţei la oboseală a podurilor aflate în exploatare şi a altor prevederi neacoperite de SR EN 1993-2 [3]. 1 Asistent universitar drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant, Phd, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Căi ferate Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges), e-mail: [email protected] Referent de specilitate: Prof.univ.dr.ing. Popa Nicolae, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges)


Problema aprecierii siguranţei la oboseală a tablierelor existente de cale ferată este astăzi actuală în multe ţări europene. În condiţiile în care investiţiile în infrastructură au scăzut se pune acut problema continuării exploatării podurilor vechi în condiţii de siguranţă şi de rentabilitate (eficiență) a reparaţiilor şi întreţinerii acestora.

Prin urmare se impune aplicarea prevederilor capitolului 11 din SR 1911-98 pentru aprecierea siguranţei la oboseală care necesită investigaţii prin calcul, inspecţii, controale nedistructive, încercărilor de laborator privind materialul, precum și studii de trafic şi a măsurătorilor „in situ”.

2. Prevederi privind aprecierea siguranței la oboseală a tablierelor metalice existente de cale ferată [4]

Aprecierea siguranței la oboseală a elementelor structurale ale unui tablier de cale ferată exploatat o anumită perioadă de timp se determina în funcție de valoarea produsului:

tkt S⋅γ (1)

în care: St = vătămarea totală cumulată în perioada de exploatare consumată a podului;

k = panta curbei S-N, reprezentată într-un grafic logaritmic printr-o dreaptă având panta k = 3.75 pentru elemente sudate și k = 5.0 pentru elemente nituite

smt γγγ ⋅= coeficient de siguranță în funcție de durata de exploatare consumată a structurii, unde:

65.1130

65,130.1

1

≤⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛−=≤

km

tγ ; (2)

t = durata de exploatare a structurii în momentul verificării [ani]; 15.1=sγ

- Dacă produsul 1≤⋅ tkt Sγ și dacă la elementele structurale și îmbinările acestora nu s-au

constatat fisuri, se consideră că există o siguranță suficientă la oboseală. - Dacă produsul 1.10.1 ≤⋅≤ t

kt Sγ și la elementele structurale și îmbinările acestora nu s-au

constatat fisuri, în cadrul următoarelor verificări curente sau inspecții periodice trebuie acordată o atenție deosebită elementelor respective sau îmbinărilor acestora.

- Dacă produsul 2.11.1 ≤⋅≤ tkt Sγ trebuie efectuată imediat o revizie amănunțită care va fi

repetată după cel mult trei ani. În cazul în care s-au constatat fisuri se stabilesc un program de urmărire a evoluției acestora în timp și măsuri privind siguranța circulației ce se impun.

- Dacă 2.1>⋅ tkt Sγ trebuie efectuată imediat o revizie amănunțită care se repetă anual. În

cazul în care s-au constatat fisuri se stabilește un program de urmărire a evoluției acestora în timp și se adoptă măsuri de siguranță (consolidări sau inlocuirea tablierului).

Prin urmare este foarte important să se evalueze mărimea vătămării totale acumulată în perioada de exploatare a tablierului St care are expresia:

knTj

jnj

m

nnk

RRt NT

NS )(

)(365

,,1

λλ

×××= ∑∑=

(3)

unde:

5.8T

RR σ

σλΔΔ

= cu RaR σσ Δ⋅=Δ 65.1 și RaσΔ = ecartul de tensiuni admisibile la oboseală stabilit în

funcție de raportul de asimetrie: 5,8max,

5,8min,

Tg

TgRψσσψσσ

σ +

+= ; (4)


NR = 2x106 numărul de cicluri corespunzător lui ΔσR;

=nT numărul de ani ai perioadei “n” de timp analizate (cu aceleași condiții de trafic);

=njN , numărul trenurilor de tip “j”, pe zi, aferente perioadei de timp “n”.

5.8

,,

T

njT nj σ

σλ

Δ

Δ= pentru un tren real sau caracteristic de tip “j” din perioada considerată “n”;

=Δ nj ,σ ecartul de eforturi unitare produs de un tren de tip “j”, din perioada considerată “n”, multiplicat cu coeficientul dinamic al trenurilor reale (măsurat în trafic);

Pentru evaluarea valorilor nTi,λ și implicit St s-au utilizat măsurătorile “in situ” efectuate la tablierele de tip “gzcs”, L = 54.0 m, ale podului de la km. 308 + 785, linia Ploiești - Vicșani, pe baza studiilor de trafic și a măsurătorilor efectuate de REFER București (1993) [5].

3. Metodologia ICPTT privind evaluarea duratei de viaţă la oboseală a tablierelor existente. [5]

• Metodologia ICPPT Bucureşti de evaluare a duratei de viaţă la oboseală a tablierelor existente de cale ferată a fost elaborată pe baza recomandărilor Fișei UIC 779-1-R/1986 [6] şi cuprinde următoarele etape:

• Efectarea verificarilor de rezistenţă, stabilitate şi oboseală pentru elementele structurale reprezentative, la convoaiele de calcul şi normele actuale;

• Realizarea încercărilor de laborator necesare stabilirii caracteristicilor mecanice ale oțelurilor;

• Inspecţia vizuală a tablierului pentru evaluarea stării tehnice reale a acestuia, verificarea dimensiunilor secţionale şi identificarea unor eventuale consolidări şi degradări;

• Stabilirea eforturilor prin încercări şi măsurători “in situ” pentru traficul real (din exploatare);

• Modelarea traficului din exploatare (atât pentru perioadele de exploatare trecute cât și pentru perioada viitoare de exploatare);

Calculul duratei de viaţă prin cumulul vătămărilor, pe baza modelării traficului din exploatare şi adoptând curbe Wohler corespunzătoare detaliilor analizate pentru o probabilitate de supraviețuire de 95%. Calculul duratei de viaţă presupune următoarele etape:

- Stabilirea trenurilor caracteristice pentru toată perioada de exploatare consumată pe baza documentelor de trafic și prin măsuratori de trafic pentru etapa actuală. Astfel, pentru podul “gzcs”, L=54.0 m, de pe linia Ploiești-Vicșani de la Km. 308+785, se prezintă în Anexa 10 din lucrarea [5] o histogramă a numărului de trenuri de călători și marfă pe an și o histogramă a tonajului anual transportat de trenurile de marfă și călători pentru perioada de exploatare cuprinsă între anii 1898-1992. Pe baza acestor histograme și ținând cont de structura și evoluția caracteristicilor locomotivelor si vagoanelor, perioada de exploatare 1898-1992 a fost împărțită în 12 perioade de timp caracterizate prin aceeași structură de trafic (ca număr și tipuri de trenuri caracteristice) care să acopere la finalul fiecărei perioade numărul real de trenuri de călători și marfă, precum și tonajul real înregistrat în livretele de circulație. Au rezultat un număr de 23 de trenuri caracteristice de călători și 27 de trenuri de marfă prezentate în Anexa 11 din lucrarea [5] iar împărțirea perioadei de exploatare 1898 -1992 în 12 etape distincte și structura traficului de marfă și călători pentru fiecare etapă sunt centralizate în Anexa 12 din lucrarea [5]. De exemplu, pentru Etapa 1 cuprinsă intre anii 1898-1908 (11 ani) structura traficului


real a fost echivalată ca număr de trenuri și tonaj cu două tipuri de trenuri caracteristice de marfă (M139 și M140) și cu două tipuri de trenuri caracteristice de călători (P49 și P99) reprezentative pentru această perioadă, astfel:

- Trenuri de marfă: 1 tren M139 + 9 trenuri M140;

- Trenuri de călători: 3 trenuri P49 + 4 trenuri P99.

- Adoptarea curbei S-N recomandată de Fișa UIC -779-1R /1986 [6] pentru calculul la oboseală al tablierelor nituite definită de următoarele caracteristici:

- Panta m = 4;

- Constanta C = 1.25 pentru probabilitatea de supraviețuire de 95%;

- Constanta C = 1.673 pentru probabilitatea de supraviețuire de 90%.

Ecuația curbei S-N a fost definitivată de REFER (ICPTT) pe baza rezultatelor unor încercări pe modele nituite proprii care au recomandat alegerea valorii C = 1,25 și probabilitatea de supraviețuire de 95% [5].

Ecuația curbei S-N adoptate este: N = 1.25 4−Δσ ;

- Stabilirea spectrului de solicitări din trenurile caracteristice pentru fiecare etapă prin încărcarea liniilor de influență ale eforturilor și contorizarea numărului de cicluri distincte pentru fiecare tren caracteristic și apoi comasarea spectrelor trenurilor individuale conform structurii traficului zilnic din fiecare perioadă;

- Calculul vătămărilor și apoi al duratei de viață la oboseală prin utilizarea legii cumulării liniare a vătămărilor (legea Palmgreen – Miner).

4. Evaluarea siguranței la oboseală a barei TI5-6 de la talpa inferioară a tablierelor “gzcs”, L = 54.0 m, ale podului de la km. 308 + 785, linia Ploiești - Vicșani

Fig. 1 - Schema generală a tablierului neconsolidat

4.1. Calculul vătămării St,per1 în perioada 1898-1963

În perioada 1898-1963 tablierul a fost exploatat cu structura neconsolidată (fără tirant între tălpile inferioare) și structura traficului a fost împărțită în 8 etape distincte în funcție de structura traficului (nr. trenuri pe zi, tonaj și tipul convoaielor) [5].

- Determinarea coeficienţilor dinamici prin măsurători “in situ” pentru bara TI5-6


Fig. 2 - Determinarea coeficienților dinamici pe trepte de viteză pentru talpa inferioară TI5-6 [7]

Fig. 3 - Secțiune talpa inferioară TI 5-6

Tabel 1

Coeficienți dinamici talpa inferioară TI 5-6 [5]

Element Coeficient dinamic

v = 25 km/h v=50 km/h v = 70 km/h ΦC ΦMAS ΦSR ΦC ΦMAS ΦSR ΦC ΦMAS ΦSR

TI5-6 1.03 1.053 1.181 1.061 1.082 1.316 1.088 1.015 1.316

Conform SR 1911-98 [4] pentru calculul Rσ se utilizează relația din STAS 1489 -78 [8]:

316.10.5440

2505.140

2505.1 =+

+=+

+=L

ψ

• Calculul ΔσT8.5 în etapele cuprinse între anii 1898 – 1963 (structură fără tirant)

NP,max (TI5-6) = 1573.4+1610.6 = 3184 kN

σmax,T8. 5= 3184 x 102/ 299 = 1065 daN/cm2 = 106.5 N/mm2

)( 5.8min,5.8max,5.8 TTT σσψσ −=Δ = 1.316 (106.5-0)=140.2 N/mm2

RaR σσ Δ×=Δ 65.1 =1.65 x 53 = 87.5 N/mm2

256.05.1883.48

5.106316.13.483.48

5.8max,

5.8min, ==⋅+

=+

+=

Tg

TgRψσσψσσ

σ

σg = 48,3 N/mm2 [35], =Δ Raσ 53 N/mm2 conform Tabelului 51 din SR 1911-98 [4]

62.02.1405.87

5.8

==ΔΔ

=T

RR σ

σλ


• Calculul njT ,λ

Tabel 2

Calculul 5.8

,,

T

njT nj σ

σλ

Δ

Δ= (Perioada 1898–1963)

Nr. TIP TREN Viteza [km/h] Φ*) Δσj,n [N/mm2] ΦΔσj,n [N/mm2] λTj,n

1 P1 60 1,05 34,7 36,435 0,25987872 P8 70 1,015 53,6 54,404 0,38804563 P49 40 1,08 34,7 37,476 0,26730394 P50 60 1,05 41,0 43,05 0,30706135 P55 80 1,015 66,2 67,193 0,47926536 P99 60 1,05 34,7 36,435 0,25987877 P103 60 1,05 34,7 36,435 0,25987878 P104 70 1,015 53,6 54,404 0,38804569 P105 70 1,015 47,3 48,0095 0,342435810 P128 70 1,015 53,6 54,404 0,388045611 P129 60 1,05 41,0 43,05 0,307061312 P131 35 1,072 41,0 43,952 0,31349513 P134 70 1,015 22,1 22,4315 0,159996414 P136 70 1,015 53,6 54,404 0,388045615 M20 30 1,065 34,7 36,9555 0,263591316 M22 30 1,065 47,3 50,3745 0,359304617 M24 35 1,072 53,6 57,4592 0,409837418 M26 35 1,072 47,3 50,7056 0,361666219 M27 35 1,072 53,6 57,4592 0,409837420 M29 40 1,08 47,8 51,624 0,368216821 M65 60 1,05 47,3 49,665 0,354243922 M66 30 1,065 53,6 57,084 0,407161223 M84 30 1,065 36 38,34 0,273466524 M112 60 1,05 53,6 56,28 0,401426525 M139 30 1,065 28,4 30,246 0,215734726 M140 30 1,065 28,4 30,246 0,215734727 M142 30 1,065 41 43,665 0,311447928 M145 30 1,065 53,6 57,084 0,407161229 M147 35 1,072 53,6 57,4592 0,409837430 M175 30 1,065 28,4 30,246 0,215734731 M178 50 1,082 54,6 59,0772 0,421378

Perioada 1898-1963


• Calculul knTj

jnjN )( ,, λ×∑

Tabel 3 Calculul k

nTjj

njN )( ,, λ×∑ (Perioada 1898-1963)

Perioada 1898 - 1963 ETAPE Trenuri / zi Nj,n λTj,n Nj,n x (λTj,n)^k

ETAPA 1 1xM139 1 0,215734665 0,000467304 1898-1908 9xM140 9 0,215734665 0,004205738

11 ani 3xP49 3 0,267303852 0,004093995 4xP99 4 0,259878745 0,004741479

ETAPA 2 7xM22 7 0,359304565 0,041919077 1909-1913 8xM84 8 0,273466476 0,012235183

5 ani 5xP1 5 0,259878745 0,005926848 5xP49 5 0,267303852 0,006823325

ETAPA 3 12xM20 12 0,263591298 0,015269914 1914-1918 8xM22 8 0,359304565 0,047907517

5 ani 8xM142 8 0,311447932 0,023443219 4xP128 4 0,388045649 0,035194442 7xP129 7 0,307061341 0,019108375

ETAPA 4 10xM142 10 0,311447932 0,029304024 1919-1932 2xM145 2 0,407161198 0,022380094

14 ani 2xM175 2 0,215734665 0,000934608 4xP50 4 0,307061341 0,010919071 5xP103 5 0,259878745 0,005926848

ETAPA 5 4xM24 4 0,409837375 0,046250646 1932-1941 7xM66 7 0,407161198 0,078330331

9 ani 2xM147 2 0,409837375 0,023125323 5xP104 5 0,388045649 0,043993052 6xP131 6 0,313495007 0,018167886 2xP134 2 0,159996434 0,000209692

ETAPA 6 18xM26 18 0,361666191 0,111381245 1942-1945 6xM27 6 0,409837375 0,069375968

4 ani 4xM147 4 0,409837375 0,046250646 3xP104 3 0,388045649 0,026395831 8xP105 8 0,342435806 0,037669151

ETAPA 7 4xM29 4 0,368216833 0,027075606 1946-1950 7xM65 7 0,354243937 0,039049023

5 ani 2xM147 2 0,409837375 0,023125323 3xP104 3 0,388045649 0,026395831 8xP105 8 0,342435806 0,037669151

ETAPA 8 3xM65 3 0,354243937 0,016735296 1951-1963 5xM112 5 0,401426534 0,052119517

13 ani 7xM178 7 0,421378031 0,092994548 5xP8 5 0,388045649 0,043993052 2xP55 2 0,479265335 0,050571995

6xP1

36 60,3880456

49 0,0527916

63

=×∑ knTj

jnjN )( ,, λ 1,254

• Calculul vătămărilor St,per1 în perioada 1898 – 1963

130.0254.16662.0102

365)()(

36556,,

11, =⋅⋅

⋅⋅=×××= ∑∑

=

knTj

jnj

m

nnk

RRpert NT

NS λ

λ


4.2. Calculul vătămării St,per2 în perioada 1964-2010

În perioada 1464 - 2010 tablierul a fost exploatat cu structura consolidată cu tirant între tălpile inferioare și structura traficului a fost împărțită în 4 etape distincte.

Fig. 4 - Schema generală a tablierului consolidat

• Calculul ΔσT8.5 în etapele cuprinse între anii 1963 – 2010 (structură cu tirant)

Fig. 5 - Secțiune talpa inferioară TI 5-6 Fig. 6 - Secțiune tirant central

Efortul NP,max(TI 5-6) se împarte proporțional cu ariile secțiunilor între cele două tălpi inferioare și tirant.

NP,max (TI 5-6) = 3184 x 0,81 = 2576.5 kN σmax,T8. 5= 2576.5 x 102/ 299 = 861.7 daN/cm2 = 86.2 N/mm2

)( 5.8min,5.8max,5.8 TTT σσψσ −=Δ = 1.316 (86.2-0) = 113.4 N/mm2

• Calculul RσΔ

RaR σσ Δ×=Δ 65.1 =1.65 x 52 = 85.8 N/mm2

• Calculul Rλ

757.04.1138.85

5.8

==ΔΔ

=T

RR σ

σλ

• Calculul 5.8

,,

T

njT nj σ

σλ

Δ

Δ= (Perioada 1964-2010)

• Calculul knTj

jnjN )( ,, λ×∑ (Perioada 1964-2010)


knTj

jnjN )( ,, λ×∑ = 2.451

• Calculul vătămărilor St,per2 în perioada 1964 – 2010

085.0451.247757.0102

365)()(

36556,,

12, =××

⋅⋅=×= ∑∑

=

knTj

jnj

m

nnk

RRpert NT

NS λ

λ

4.3. Calculul vătămării totale St în perioada 1898-2010

St = St,per1 + St,per2 = 0.130 + 0.085 = 0.215 t

kt S⋅γ =1.5845 x 0.215= 2.14

2.114.2 >=⋅ tkt Sγ - rezultă următoarele măsuri:

• Efectuarea imediată a unei revizii amănunțite a tălpilor inferioare care se va repeta anual.

• În cazul în care se constatată fisuri datorate fenomenului de oboseală se stabilește un program de urmărire a evoluției acestora în timp. În funcție de evoluția fisurilor în timp se stabilesc măsurile de siguranță ale circulației (consolidarea tălpii).

5. Concluzii

Este de remarcat că atât în SR 1911-98 aprecierea siguranței la oboseală a tablierelor existente în funcție de valoarile produsului t

kt S⋅γ nu se limitează strict la valorile acestui produs, indiferent

dacă tkt S⋅γ <1 (când se poate aprecia o siguranță suficientă la oboseală) sau T

kt S⋅γ > 1.1 sau 1.2

(siguranță la oboseală insuficientă). Aceste rezultate implică realizarea unor inspecții periodice sau inspecții amănunțite cu diferite frecvențe în funcție de mărimea acestui produs. Numai pe baza rezultatelor acestor inspecții se pot valida concluziile privind aprecierea siguranței la oboseală și se pot lua decizii de intervenție, consolidare sau scoatere din cale a tablierelor puternic afectate.

Prin urmare, aprecierea siguranței la oboseală a tablierelor existente de cale ferată necesită realizarea unor studii de trafic pe liniile magistrale de cale ferată astfel încât acestea să poată fi utilizate atât la evaluarea siguranței la oboseală a tablierelor existente cât și pentru proiectarea tablierelor noi de cale ferată in conformitate cu normele europene.

Bibliografie

[1] * *, SR EN 1993-1-6:2007 – Proiectarea structurilor de oțel. Partea 1-6: Rezistenţa si stabilitatea plăcilor curbe subțiri.

[2] * *, SR EN 1993-1-7:2007 – Proiectarea structurilor de oțel. Partea 1-7: Structuri din plăci plane solicitate la încărcări în afara planului.

[3] * *, SR EN 1993-2:2007 – Proiectarea structurilor de oțel. Partea 2: Poduri de oțel. [4] * * , SR 1911 – 98 Poduri metalice de cale ferată – Prescripții de proiectare. [5] * *, Studii și experimentări pentru stabilirea rezervei de capacitate portantă la podurile CF cu vechime mare în

exploatare. Contract 2039/1992-93 Registrul Feroviar Roman (REFER SA). [6] * * UIC Fiche 776-1R Charges a prendre en consideration dans le calcul de ponts-rails, Paris, 1974, 2nd

edition. [7] MOCANU E., Acțiunea convoaielor mobile la podurile curente de cale ferată, Teză de Doctorat, Universitatea

Tehnică de Construcții București, 1998. [8] * *, STAS 1489 -78 - Poduri de cale ferată. Acțiuni.


DISPOZITIVE DE DISIPARE A ENERGIEI PENTRU CLĂDIRI DE PATRIMONIU CU STRUCTURĂ DIN ZIDĂRIE ÎNRĂMATĂ ÎN LEMN

ENERGY DISSIPATING DEVICES FOR HERITAGE BUILDINGS WITH TIMBER FRAMED MASONRY STRUCTURES

Andreea DUŢU1, Valentin NICOLAE 2, Ana Maria GONÇALVES3

Rezumat:Pentru orice ţară clădirile de patrimoniu sunt importante, prin urmare protejate. Consolidarea lor presupune atenţie sporită în a prezerva caracteristicile arhitecturale şi materialele componente şi în acelaşi timp punerea clădirii în siguranţă, fără a modifica elementele structurale. România este o ţară cu seismicitate ridicată, de aceea lucrarea prezintă studiul posibilităţii aplicării unei metode noi de consolidare a clădirilor de patrimoniu care prezintă un sistem structural cu zidărie înrămată în lemn. În multe ţări din Europa se regăseşte acest sistem cu zidărie înrămată în lemn, precum şi în România. Cel mai cunoscut exemplu este ansamblul Castelulului Peleş, construit în sistem Fachwerk, însă există şi clădiri civile fără valoare istorică construite în acelaşi stil arhitectural. Pentru că aceste clădiri au fost construite în perioade în care nu existau coduri de proiectare antiseismică, ele au nevoie de consolidare. Consolidarea clădirilor poate fi realizată având diferite strategii, şi anume prin creşterea rezistenţei şi rigidităţii a elementelor structurale, prin conferirea unei capacităţi sporite de deformare sau prin echiparea clădirii cu sisteme de disipare a energiei. Lucrarea prezintă o analiză numerică ce demonstrează eficienţa consolidării unei structuri din zidărie înrămată în lemn cu amortizori vâscoşi, aceasta fiind supusă accelerogramei Vrancea 1986 înainte şi după consolidare .

Cuvinte cheie: patrimoniu, zidărie, lemn, consolidare

Abstract: For every country heritage buildings are important, therefore protected. Strengthening them means paying attention in preserving the architectural features and composing materials while ensuring the building’s safety, without changing the structural elements. Romania is a country with high seismic activity, so the paper presents a study of the possibility to apply new strengthening methods to the heritage buildings that have a timber framed masonry struture. In many European countries the timber framed masonry system is found, also in Romania. The best known example is the Peles Castle ansamble, built with Fachwerk system, but there are also non-historical civil buildings constructed in the same architectural style. Because these buildings were built in the period in which there were no seismic design codes, they need strengthening. The building strengthening can be achieved with different strategies, namely by increasing the strength and stiffness of structural elements, by providing enhanced deformation capacity or by equipping the building with energy dissipation systems. The paper presents a numerical analysis that proves the effectiveness of strengthening a timber framed masonry structure with viscous dampers, being subjected to Vrancea 1986 accelerogram before and after strengthening.

Keywords: heritage, masonry, timber, strengthening

1 drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcţii Civile Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering), e-mail: [email protected] 2 drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcţii Civile Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering), e-mail: [email protected] 3 drd. ing. Institutul Superior Tehnic Lisabona (PhD student, Technical University of Lisbon), Departamentul de Inginerie civilă (Civil Engineering Department), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Mihai Voiculescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


1. Introducere

Conform descoperirilor arheologice, clădirile cu zidărie înrămată există încă din anul 79 Î.Hr. [1]. Sistemul constructiv se regăseşte în multe ţări din Europa. În Portugalia se numeşte pombalino, în Turcia himis, în Franţa colombage, în Germania fachwerk, iar în România sistemul este denumit zidărie înrămată în lemn sau schelet cu umplutură din zidărie.

De-alungul timpului acest sistem constructiv a dovedit că are o comportare bună la seism, cel mai bun exemplu fiind comportarea unei construcţii himis în urma cutremurului din Izmit în 1999 (Fig. 1). Se observă construcţia himis cu degradări minore, în timp ce structura în cadre din beton armat şi umplutură din zidărie prezintă expulzări ale zidăriei şi cedări de stâlpi din forţă tăietoare.

Fig. 1 – Clădire himis (stânga) versus clădire cu cadre din beton armat umplute cu zidărie (dreapta) [1]

2. Clădiri cu schelet din lemn şi umplutură din zidărie în România

Este cunoscută influenţa germanică din Transilvania. Această influenţă a adus cu ea şi stilul arhitectural fachwerk în România. Cel mai reprezentativ exemplu este Castelul Peleş, care prezintă acest tip de structură la etaj (fig. 2). Clădirea cu aspect de chalet elveţian, compusă din două etaje arhitectura în stil german, fachwerk fiind propusă de Schultz în 1879.

Fig. 2 - Structura cu zidărie înrămată a Castelului Peleş

O altă clădire de patrimoniu reprezentativă pentru România este castelul Bran, care are şi el, o mică parte în stil fachwerk, mai exact zona holului ce dă înspre terasa interioară (fig. 3, stânga). De asemenea, şi pe exteriorul castelului se poate vedea sistemul fachwerk (fig. 3, dreapta).


Fig. 3 - Castelul Bran prezintă sistemul fachwerk atât la interior (stânga), cât şi la exterior (dreapta)

În satele săseşti din Transilvania, bisericile evanghelice fortificate precum Cincşor, Buneşti sau Dealu Frumos, au turnurile construite cu zidărie înrămată în lemn (Fig. 4).

Fig. 4 - Bisericile evanghelice fortificate din satele săseşti Cincşor (stânga), Buneşti (centru) şi Dealu Frumos

(dreapta)

Şi în ziua de azi este folosit sistemul cu zidărie înrămată în lemn în special în zonele de munte, unde accesul la lemn este destul de uşor (Fig. 5).

Fig. 5 - Construcţie civilă cu schelet din lemn şi umplutură din zidărie de la Moeciu de Jos


3. Consolidarea clădirilor de patrimoniu cu amortizori vâscoşi

Consolidarea clădirilor ce reprezintă monumente istorice presupune atenţie sporită în a prezerva caracteristicile arhitecturale şi materialele componente şi în acelaşi timp punerea clădirii în siguranţă, fără a modifica elementele structurale. Utilizarea dispozitivelor pentru disiparea energiei este destul de costisitoare, astfel, se justifică în cazul în care clădirea are valoare istorică, în special în ţările care nu dispun de un buget consistent pentru reabilitarea patrimoniului naţional. Amortizorii vâscoşi au ca principiu curgerea unui fluid prin orificii. Un piston din oţel inoxidabil se mişcă prin camerele care sunt umplute cu ulei siliconic. Uleiul siliconic este inert, nu este inflamabil, nu este toxic şi este stabil pentru perioade de timp extrem de lungi. Diferenţa de presiune dintre cele două camere face ca uleiul siliconic să curgă printr-un orificiu din capătul pistonului şi energia seismică să fie transformată în căldură, care se disipă în atmosferă. Conceptul de amortizori suplimentari adăugaţi unei structuri presupune ca cea mai mare parte din energia pe care trebuie s-o disipe structura în timpul unui cutremur nu va fi absorbită de structura însăşi, ci de elementele de amortizare suplimentare. Un amortizor ideal trebuie să aibă o formă astfel încât forţa produsă de amortizor să nu introducă eforturi suplimentare în structură. Implementat în mod corespunzător, un amortizor trebuie să fie capabil ca în acelaşi timp să reducă şi eforturile şi deformaţia din structură.

4. Modelarea numerică a unei structuri cu zidărie înrămară consolidată cu amortizori vâscoşi

În programul de calcul structural SAP2000 a fost considerat un amortizor pe diagonala peretelui modelat, perete cu dimensiunile conform Fig. 6.

Fig. 6 - Schema peretelui introdus în programul de calcul

Amortizorul vâscos a fost modelat cu elemente tip LINK (Fig. 7). Aceste elemente permit modelarea mai multor situaţii de neliniaritate, cum sunt gap-urile, amortizorii sau izolatorii din neopren. Greutatea amortizorului nu a fost luată în considerare.

Programul de calcul defineşte amortizorul prin modelul vâsco-elastic al lui Maxwell (Fig. 8). Modelul Maxwell presupune că amortizorul este în serie cu un arc. Forţa care se dezvoltă în amortizor este dată de relaţia:

(2)


Fig. 2 - Modelarea numerică a peretelui din zidărie înrămată (stânga) în SAP2000 utilizând modelul vâsco-elastic al

lui Maxwell (dreapta) [3]

Arcul cu rigiditatea K reprezintă deformaţia elastică a ansamblului şi este dependent de deplasarea axială (d) la care este supus. Pentru a utiliza la maxim proprietăţile amortizorului este necesară considerarea unei valori suficient de mare pentru rigiditate, astfel încât deformaţia în arc să fie practic zero, în comparaţie cu deformaţia amortizorului. Din motive numerice a fost aleasă o rigiditate de aproximativ 10 000 de ori mai mare decât a elementului pe care este prins amortizorul [4].

Ştiind că forţa din amortizor este calculată cu formula (2), valoarea lui c a fost calculată simplificat utilizând fracţiunea din amortizarea critică ξ:

ξ = (3)

unde c = coeficientul de amortizare m = masa efectivă ω0 = frecvenţa în rad/sec.

Având în vedere că amortizorul se află pe diagonala peretelui fomând un unghi de 45 ° cu direcţia orizontală, rezultă următoarea formulă:

(4)

Fig. 3 - Diagramele forţă-deformaţie pentru un perete din zidărie înrămată în lemn prevăzut cu un amortizor vâscos,

supus accelerogramei Vrancea 1986 [6]


Fig. 4 - Diagramele forţă la bază – viteză la partea superioară pentru un perete din zidărie înrămată în lemn prevăzut

cu un amortizor vâscos, supus accelerogramei Vrancea 1986 [6]

Din formele diagramelor se poate observa cantitatea semnificativă de energie disipată de amortizor, reducând astfel deplasarea şi forţa la bază pe direcţie orizontală (Tabelul 1).

Tabel 1

Comparison in terms of displacement and base share for the walls with and without the viscous damper[6]

Tipul Specimenului Deplasarea (m) Forţa la bază pe direcţia x (kN)

Forţa la bază pe direcţia z (kN)

Perete neconsolidat 0.032 58,3 0 Perete consolidat 0.021 29,6 125,6

De asemenea, în ceea ce priveşte disiparea energiei, se pare că utilizarea coeficientului exponenţial cu valoarea 0.3 este cea mai adecvată în această situaţie.

5. Concluzii

Se observă o reducere a deplasării cu 34% în cazul utilizării amortizorului vâscos pentru disiparea energiei produsă de cutremurul Vrancea 1986 asupra modelului numeric. De asemenea, este de notat faptul că, deşi prin utilizarea sistemului de disipare se reduce forţa la bază pe direcţie orizontală, se sporeşte semnificativ forţa pe direcţie verticală, ceea ce presupune ca elementele pe care se prevăd amortizori vâscoşi să aibă rezistenţă importantă pentru preluarea forţelor gravitaţionale [6]. Cu toate că soluţia de consolidare a pereţilor cu schelet din lemn şi umplutură din zidărie este costisitoare, dispozitivele fiind foarte scumpe, a fost efectuat acest studiu cu scopul de a analiza eficienţa metodei. Odată ce aceasta este dovedită, metoda va putea fi luată în considerare în situaţiile în care este necesară consolidarea monumentelor istorice, fără interveni distructiv asupra sistemului structural existent. Sistemul de disipare a energiei cu amortizori vâscoşi poate fi amplasat atât pe exteriorul clădirii cât şi pe interior, luând în considerare posibilitatea de a armoniza din punct de vedere estetic elementele noi cu elementele existente.

Bibliografie

[1] Gülkan, P., Langenbach, R. 2004, The earthquake resistance of traditional timber and masonry dwellings in Turkey”, 13th World Conference on Earthquake Engineering Vancouver, B.C., Canada August 1-6, Paper No. 2297

[2] http://peles.ro/istoricul-castelului-peles/ [3] Branco M., Reforço Sísmico de Edifícios de Alvenaria Aplicação a edifícios “Gaioleiros”, Dissertação para

obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, octombrie 2007, Institutul Superior Tehnic Lisabona [4] SAP2000 Analysis Reference – Computers and Structures Inc, Berkeley USA, 1995; [5] Sandi H et al., Quantification of Seismic Action on Structures (Cuantificarea actiunii seismice asupra

structurilor). AGIR Editure, Bucharest [6] Duţu A., Gomes Ferreira J., Nicolae V., Numerical analysis of a timber framed masonry structure rehabilitated

with viscous dampers, YRC Conference 2011


ANALIZA RISCURILOR ASOCIATE PROIECTULUI DE ÎNCHIDERE A IAZULUI VALEA STRAJEI PRIN METODA ARBORILOR

PROBABILISTICI

RISK ANALYSIS ON VALEA STRAJEI TAILING CLOSURE USING EVENT TREES

Mihaela – Roxana FRĂŢILESCU1

Rezumat: Prin analiza calitativă bazată pe construcția arborilor evenimentelor adverse se pun în evidență parametrii de exploatare care condiționează siguranța și componentele iazului a căror defectare pot conduce la rupere. Pierderea necontrolată a apei din iaz se poate produce fie ca urmare a deversării peste barajul aval, fie prin breșa creată de o alunecare a taluzului aval. Fiecare dintre cele două mecanisme sunt investigate cu ajutorul arborilor evenimentelor. Analiza riscurilor asociate închiderii unui iaz de decantare se realizează prin metoda arborilor probabilistici având evenimente inițiatoare blocarea galeriei de deviere și colmatarea sondelor de coastă. Siguranţa unui iaz de decantare, ca şi nivelul de risc acceptabil trebuie asigurată în toate etapele de viaţă ale lucrării (concepţie, proiectare, construcţie, punere în funcţiune, exploatare-operare, dezafectare, post-utilizare).

Cuvinte cheie: șlam, breșă, taluz, risc, iaz

Abstract: The qualitative analysis based on the construction of adverse events trees emphasizes the operation parameters that determine the safety and the tailing components whose failure can lead to fracture. Uncontrolled tailing water losses can occur as a result of either downstream dam overflow or downstream landslide slope breach. Each of the two mechanisms is investigated using event trees. The analysis of risks associated with tailing closure is performed using probability (event) trees having as initiating events: blockage of deflection gallery and coastal well mudding. Tailing pond safety and the acceptable risk level have to be ensured during all phases of the life cycle of the project (conception, design, execution, commissioning, operation, exploitation, decomission, post-utilisation).

Keywords: slurry, closure, slope, risk, tailing

1. Introducere

Incintele construite pentru depozitarea în siguranță a sterilului minier și evacuarea tuturor debitelor de apă din amplasament poartă denumirea de iazuri de decantare. Incinta de depozitare este creată fie prin bararea unei văi, fie prin construția unor baraje de contur. Iazurile de decantare sunt construcții hidrotehnice speciale de retenție și se regăsesc ca forme de depozitare a deșeurilor din mai multe ramuri industriale. În funcție de amplasarea în teren, iazurile de decantare pot fi: iazuri de vale, iazuri de șes și iazuri de coastă. [1] În multe situaţii trecerea în revistă a mecanismelor de cedare identificate în cazul avariilor sau ruperilor produse în trecut, la iazuri de decantare de acelaşi tip, reprezintă un ghid util, de la care

1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydraulic Developement), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Dan Stematiu (Phd professor engineer),Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti (Technical University of Civil Engineering Bucharest) Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hydraulic Developement)


se poate pleca în analiza specifică a lucrării date. Calea raţională de analiză a riscului este însă bazată pe arborii evenimentelor. Aceştia cuprind reprezentarea grafică a combinaţiilor logice ale evenimentelor care conduc la un eveniment final nedorit şi apoi la un set de consecinţe declanşate de respectivul eveniment. Pe baza arborilor evenimentelor, probabilitatea de apariţie a ruperii (a formării breşei) se determina din sumarea probabilistă a probabilităţilor parţiale aferente evenimentelor din arborele evenimentelor adverse. Se porneşte de la baza arborelui către vârf. La fiecare nivel imediat superior probabilitatea de apariţie a evenimentului advers este dată de:

- suma probabilităţilor evenimentelor atunci, când acestea sunt independente şi sunt legate prin operatorul logic SAU;

- produsul probabilităţilor evenimentelor atunci când acestea sunt condiţionate şi sunt legate prin operatorul ŞI.

Analiza stării de siguranţă a lucrărilor care creează un risc semnificativ pentru zona afectată de un potenţial accident tehnic reprezintă pentru deţinători o obligaţie atât legală, cât şi morală. Iazurile de decantare din industria minieră constituie din nefericire lucrări în mod cert purtătoare de risc. Mărimea riscului este dată atât de frecvenţa relativ mare a accidentelor înregistrate, cât şi de amploarea consecinţelor produse, între care efectele ecologice dezastruoase sunt cele mai evidente. [2,5]

2. Conţinutul lucrării (Iazul de decantare Valea Straja)

Iazul de decantare Valea Straja a fost executat în perioada 1984 – 1988 și a fost dat în exploatare în anul 1989. Este amplasat la circa 700m amonte de confluența pr. Straja (Obcioara) cu pr. Brăteasa și la circa 600m distranță de Uzina de preparare Tarnița de unde este transportat sterilul (sub formă de tulbureală) pe conducte. Valea Straja are un bazin hidrografic de 4,6 kmp, din care:

- S aval iaz până la confluenţă cu pr. Brăteasa = 0,3 kmp, - S amonte iaz până la baraj amonte = 3,0 kmp, - S din zona iazului = 1,3 kmp.

Debitele din amonte de iaz se evacuează în aval printr-o galerie. Din punct de vedere seismic zona se încadreazǎ în macrozona de intensitate seismicǎ “8.1” (conform SR 11.100/1-93 zonarea seismicǎ), iar conform normativului P100-1/2006 acceleraţia ag = 0,12 g şi o perioadǎ de colţ Tc=0,7 s. Conform STAS 4273-83 lucrările pentru iazul de decantare Valea Straja au fost încadrate în clasa II-a de importanţă.

2.1. Descrierea lucrărilor

Proiectul de închidere a iazului de decantare Valea Straja, prevede reamenjarea drumului de acces, refacerea podeţului peste pr. Straja, înierbarea digului principal, plantări de puieţi, extragere material, realizare strat vegetal și înierbare în zona dintre digul principal şi digul de sprijin, drum de ocol iaz, având lungimea L = 2115 m, reprofilare şi amenajare teren pe versant în vederea realizarii canalului şi a drumului de contur, S = 109.600 mp.

Pentru prevenirea fenomenului de deflaţie (antrenarea particolelor fine) şi pentru a se putea dezvolta vegetaţia pe suprafaţa iazului s-a prevăzut realizarea stratului vegetal precum şi înierbarea.

După închiderea iazului se va realiza o suprafaţă de teren amenajat de 9,4 ha pe platforma iazului.

Existența unui iaz de decantare nu se termină cu încetarea depunerilor, acesta rămâne sub forma unui depozit de steril cu potențial poluant și după închidere.


La iazul Valea Straja s-a prevăzut un sistem de urmărire compus din: - 3 foraje piezometrice pentru urmărirea variaţiei curbei de depresie, - 5 borne de nivelment pentru urmărirea eventualelor tasări şi deformaţii, - miră hidrometircă amplasată pe V. Straja amenajată.

În faza post – închidere, se va urmări comportarea iazului în sensul integrării sale în noile condiţii de mediu prin:

- verificarea eficientă în timp a etanşarii iazului, - monitorizarea eventualelor fenomene de eroziune şi luarea urgentă a unor măsuri de

combatere în cazul în care acestea apar.

47.50047.6

0047.4

0047.

300 47.200 47.1

00

404.10

0

404.00

0

403.80

0

403.70

0

403.60

0

403.50

0

4

P1

P2

P3

P4

P5

P6

P7

P8

P9P10849,0

F2B3

F3B4

F1B2

B5

B1

PLATFORMA(S final = 9,4 ha)

CANAL C2

CANAL C1

1%1%

Luciu actual de apa(S = 2,9 ha, Hmax apa = 7 - 8 m)

5

1

5

3

2

Taluz(S = 2,6 ha)

1:5,5

Dren

6

V5

V4

V3

V2 V1

V10

V9

V8

V7

V6

1%

1%

A

B

F

G HI

JK

L

M

O

P

R

S

T

U

403.90

0

SITUATIA PROIECTATA Sc 1:1000

Baraj amonte

Fig. 1 - Situația proiectată

Fig. 2 - Vedere iazul de decantare Straja. Barajul principal

Fig. 3 - Vedere iazul de decantare Straja


Fig. 4 - Vedere fabrică de preparare Tarnița

Fig. 5 - Sistemul de distribuţie a tulburelii de steril

3. Conţinutul lucrării (Identificarea mecanismelor de formare a breșei)

Prin analiza calitativă bazată pe construcția arborilor evenimentelor adverse se pun în evidență parametrii de exploatare care condiționează siguranța (gardă, plaje) și componentele iazului a căror defectare poate conduce la rupere (sistemul de colectare a apei limpezite, sistemul de drenaj etc). [1] Probabilitățile evenimentelor primare au fost stabilite prin apreciere, pe baza tabelului de conversie.

Tabel 1

Tabel de conversie a judecăţii inginereşti în probabilităţi de apariţie anuale

Catalogare Probabilitate anuală

Descriere Exemple echivalente PC

Neglijabil < 610− Aproape imposibil Deces provocat de căderea unui meteorit 1 Foarte redus 410− ... 610− Foare puţin posibil Deces provocat de incidenţa directă a unui

fulger 2

Redus 210− ... 410− Este posibil Deces datorită îmbolnăvirii de cancer 3 Mediu 21 10...10 −− Se va întâmpla Deces prin accident de circulaţie 4 Ridicat > 110− Se întâmplă adesea Accident curent de circulaţie 5

Identificarea mecanismelor şi evaluarea probabilităţii de cedare s-a realizat pe baza arborelui evenimentelor adverse din figurile 6… 8. După cum se poate urmări în figura 6., pierderea


Deversare pestebarajul aval

sau

Depasirea capacitatiide evacuare a apelor

in exces

Disfunctia sistemuluide evacuare a apei

limpezite

si

Neasigurareagarzii minime

Acumularea excesului deape pluviale in iaz

Precipitatiiexceptionale bazin

amonte

sau

Aport debitdin amonte

Aport de apadin scurgere pe

versanti

si

Depasirea capacitatiicanal ului de deviere

Precipitatiiexceptionale in

amplasamentul iazului

sau

Avarierea sistemuluide colectare a apei

limpezite din iaz

sau

Avariereasondelorinverse

Rupereaconductelor

de racord

Obturarea galerieide deviere a apelor

amonte

10-210-2

10-2

10-210-4

10-210-2

2,2x10-3

2,1x10-3

10-4

10-310-3

2x10-3

10-4

4,5% 95,5%

necontrolată a apei din iaz se poate produce fie ca urmare a deversării peste barajul aval, fie prin breşa creată de o alunecare a taluzului aval. Fiecare dintre cele două mecanisme au fost investigate cu ajutorul arborilor evenimentelor din figurile 7 şi 8.

Brese in barajul avalsusceptibili de evacuarea

necontrolata

sau

Deversare pestedigul de contur

Alunecareataluzului aval

2,2x10-3

21,3% 78,7%

8,1x10-3

10,3x10-3

Fig. 6 - Identificarea mecanismelor de formare a breșei

Pentru deversarea peste barajul aval a rezultat că evenimentele primare, iniţiatoare, sunt precipitaţiile excepționale (ca fenomene naturale), precum şi posibilele abateri de la condiţiile de exploatare în siguranţă (neasigurarea gărzii minime) sau defecţiuni ale instalaţiilor iazului (defectarea gravă a staţiei de pompare, blocarea sondei inverse). În cazul cedării prin alunecarea taluzului aval (fig. 8) a rezultat că evenimentele primare, iniţiatoare, sunt acumularea excesivă de ape pluviale în iaz, disfuncția sistemului de evacuare a apei limpezite și de deviere, depuneri necorespunzătoare de steril, colmatarea drenajului, eroziunea internă pe traseele infiltrațiilor concentrate și eroziunea internă la contactul cu tubulaturi degradate, precum şi abaterile de la condiţiile de exploatare (panta prea abruptă a taluzului, deficitul de grob, lipsa plajei) sau defecţiuni ale componentelor sau instalaţiilor iazului (insuficienţa sau avarierea drenajului, funcţionarea defectoasă a unor hidrocicloane).

Fig. 7 - Arborele evenimentelor adverse pentru deversarea peste barajul aval


Depasirea capacitatiicanal ului de deviere

sau

Obturarea galerieide deviere a apelor

amonte


limpezite

2x10-3

Precipitatiiexceptionale in

amplasamentul iazului

10-3

Aport de apadin scurgere pe

versanti

Acumularea excesului deape pluviale in iaz

sau

Neasigurareagarzii minime

10-2

si

Depasirea capacitatiide evacuare a apelor

in exces

Caracteristicigeotehnice slabe

a materialului din baraj

sau

Deficit defractiunegrosiera

Spalareafractiunii

fine

1,1x10-3

10-3 10-4

sau

Avarie iaz postînchidere

10-3 10-3

10-3

2x10-3

2x10-5

3,12x10-3

64,1% 35,3%0,6%

Alunecareataluzului aval

sau

Adoptarea de panteprea abrupte la

depunere

Caracteristicigeotehnice slabe

a materialului din baraj

Eroziune internain corpul barajului

sau

Functionareadefectuoasa a

unor hidrocicloane

Deficit defractiunegrosiera

sau

Eroziune internape traseele

infiltratiilor concentrate

Eroziune internala contactul cufiltre inverse

necorespunzatoare

Eroziune internala contactul cu

tubulaturi degradate

Ridicarea curbei dedepresie in corpul

barajului

sau

Lipsa plajeiColmatareadrenajului

sau

Cresterea niveluluioglinzii apei in iaz

Depunerinecorespunzatoare

de steril

sau


limpezite si de deviare

Acumulareaexcesiva de ape

pluviale in iaz

10-310-310-4

2x10-410-3

51,8% 30,9%

2,5%14,8%

Spalareafractiunilor

fine

1,2x10-310-3

2x10-32,2x10-3

4,2x10-3

10-4

1,2x10-3 2x10-4

5x10-410-3

2,5x10-3

8,1x10-3

Analiza riscurilor asociate închiderii iazului Valea Strajei prin metoda arborilor probabilistici s-a realizat pe baza arborelui post-închidere, având evenimente inițiatoare blocarea galeriei de deviere, taluzul prezintă ravenări și colmatarea sondelor de coastă (fig. 9).

Fig. 8 - Aborele evenimentelor adverse pentru alunecarea taluzului aval

Fig. 9 - Iaz post – închidere


4. Concluzii

Prin analiza calitativă bazată pe construcția arborilor evenimentelor adverse se pun în evidență parametrii de exploatare care condiționează siguranța și componentele iazului a căror defectare poate conduce la rupere. Necesitatea obiectivă a abordării subiectului decurge din efectele deosebit de grave pe care le putem întâlni atât la exploatarea necorespunzătoare cât și la închiderea iazurilor de decantare. Iazurile de decantare din industria minieră constituie din nefericire lucrari purtătoare de risc. În lucrarea de față s-a adoptat conceptual riscului cantitativ QRA (Quantitative Risk Assessment), elementele riscului fiind obținute pe baza realizării arborilor de probabilitate a evenimentelor adverse și arborilor de consecințe. La baza realizării acestor arbori a stat experiența națională și internațională în domeniu cuantificată prin coeficienți rezultați din prelucrări statistice. Strategia pe baza arborilor evenimentelor adverse și consecințelor a fost aplicată cu succes pentru iazul de decantare Valea Straja, a fost aplicată și confirmată. Prezenta lucrare aduce câteva contribuții originale în domeniul riscului asociat iazurilor de decantare din România după cum urmează:

- Definirea metodologiilor și adaptarea strategiei de analiză de risc pe baza arborilor evenimentelor adverse și consecințelor;

- Elaborarea studiului de caz pentru iazul de decantare Valea Straja. Ca direcții pentru studii viitoare lucrarea crează premizele realizării unei baze de date pe baza abordărilor statistice în definirea probabilității de cedare, cât și crearea unor modele probabilistice în evidențierea eficacității și fiabilității soluțiilor constructive adoptate.

Bibliografie

[1] Stematiu, D. – Iazuri de decantare. Managementul riscului, Matrix ROM, București 2002 [2] Stematiu, D. – Utilizarea evaluării riscului în analiza siguranței iazurilor de decantare din industria minieră.

Hidrotehnica, vol.46, Nr.5, 2001; [3] Stematiu, D. – Date statistice privind cauzele accidentelor tehnice la iazurile de decantare. Hidrotehnica,

vol.47, Nr.2, 2002; [4] Stematiu, D., Ionescu, Ș. – Siguranță și risc în construcțiile hidrotehnice, Editura didactică și pedagogică

București, 1999; [5] NTLH – 023. Metodologia privind evaluarea stării de siguranță în exploatare a barajelor și digurilor care

realizează depozite de deșeuri industriale. MO partea I, Anul XII, Nr. 167/19 aprilie 2000.


STUDIU COMPARATIV ÎNTRE STRUCTURI CU ŞI FĂRĂ AMORTIZORI VÂSCOŞI ŞI CU FRECARE

COMPARATIVE STUDIES BETWEEN STRUCTURES WITH AND WITHOUT VISCOUS AND FRICTION DAMPERS

Diana- Martina FRUMOSU1

Rezumat: Articolul prezintă modul de comportare și cantitatea de oțel necesară pentru trei tipuri de structuri ce conțin cadre contravântuite centric prevăzute cu amortizori vâscoși liniari, amortizori cu frecare și fără amortizori, supuse la acțiunea seismică Vrancea din 4 martie 1977. Studiul s-a realizat prin modelarea structurilor într-un program de calcul automat, rezultând un comportament mult mai favorabil pentru structurile cu disipatori și în special pentru structura cu amortizori vâscoși liniari.

Cuvinte cheie: structuri metalice, contravântuiri centrice, amortizori vâscoși, amortizori cu frecare

Abstract: The article presents the behavior and the amount of steel needed for three types of structures with concentrically braced frames, with linear viscous dampers, with friction dampers and without dampers, subjected to the Vrancea seismic action of 4 March 1977. The study was done by modeling the structures in a computer program, resulting in a more favorable behavior the structures with dampers, especially those with liniar viscous dampers .

Keywords: steel structures, concentrically braces, viscous dampers, friction dampers

1. Introducere

Printre cele mai studiate și mai utilizate sisteme de structuri metalice multietajate sunt structurile duale cu cadre contravântuite centric, datorită rezistenței și a rigidității mari. Din păcate ductilitatea mai redusă a acestor tipuri de structuri reprezintă un dezavantaj major pentru construcțiile amplasate în zone seismice. Pentru a avea un comportament mai favorabil la acțiunea seismică, se pot amplasa pe structură dispozitive de disipare de energie. Astfel o parte sau toată energia din seism este preluată de acești amortizori. În funcție de modul în care lucrează distingem mai multe tipuri de disipatori pasivi și anume: amortizorii metalici, amortizorii cu frecare, amortizorii vâscoși, amortizorii vâscoelastici și diagonale cu flambaj împiedicat.

Cercetările actuale atât pe plan național cât și pe plan internațional pentru structurile amplasate în zone seismice se referă în mod special la îmbunătățirea tipurilor de structuri cunoscute cât și la folosirea și studierea de dispozitive de amortizare. Astfel studiile de actualitate pe plan internațional se referă la: implementarea de sisteme noi de amortizare pasive (amortizorul tub în tub [1], un nou tip de amortizor cu frecare [2], un alt tip de amortizor vâscos [3], sisteme hibride cu masă acordată [4], un sistem hibrid cu izolatori de bază și amortizori cu frecare [5]); îmbunătățirea cunoașterii comportamentului structurilor (structuri cu cadre contravântuite centric [6], structuri cu cadre de tip zipper [7]); studii experimentale corelate cu modelare pe calculator (pentru o structură contravântuită ce conține amortizori vâscoși neliniari [8], pentru o structură de 5 niveluri la scară naturală prevăzută cu diferite tipuri de disipatori pasivi [9]); îmbunătățirea 1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcții Civile Industriale și Agricole (Faculty of Civil Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Chesaru Eugen, Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti, Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole, (Professor,Technical University of Civil Engineering, Faculty of Civil Industrial and Agricultural Buildings, Department of Steel Structures)


comportării diferitelor tipuri de structuri prevăzute cu amortizori și fără amortizori supuse la solicitări dinamice ce conțin sau nu disipatori (amortizori de tip ADAS și TADAS [10]) etc. Pe plan național s-au realizat studii referitoare la: analize comparative a performanţele unor structuri cu contravântuiri centrice și a unor structuri la care li s-au adăugat disipatori de energie prin frecare şi vâscoşi modelate cu ajutorul unui program de calcul automat [11], realizarea unei metode simplificate de proiectare pentru construcții metalice cu amortizori vâscoși neliniari [12], comportarea dispozitivelor telescopice SERB pentru consolidarea unei structuri existente [13], prezentarea soluției adoptate pentru consolidarea unei structuri cu amortizori fluid vâscoși [14], un studiu experimental pentru un cadru contravântuit centric prevăzut cu amortizori cu frecare SERB [15], realizarea unui amortizor semi-activ cu amortizare vâscoasă [16]. În continuare se propune investigarea comparativă a trei tipuri de structuri duale cu disipatori și fără disipatori situate în București (spectrul de răspuns TC=1.6s) pentru determinarea modului de comportare când sunt supuse la acțiunea seismică din 4 martie 1977 (INCERC, București) scalată cu un factor egal cu 1.2.

Disipatorii utilizați în structuri sunt de două tipuri și anume amortizori vâscoși, dependenți de viteză, și amortizorii cu frecare, care sunt dependenți de deplasare.

2. Descrierea structurilor

Structurile analizate sunt de trei tipuri și anume: varianta I în care structura are contravântuiri atât pe cadrele exterioare cât și pe cele interioare, varianta II asemănătoare cu prima, la care se înlocuiesc contravântuirile de pe cadrele interioare cu disipatori vâscoși liniari și varianta III, asemănătoare cu cea de-a doua la care se folosesc amortizori cu frecare în loc de cei vâscoși. Structurile analizate (Fig. 1) sunt simetrice având 3 deschideri și trei travei de câte 6 m fiecare, cu regim de înălțime de 11 niveluri (parter + zece etaje) de câte 3,5 m (Fig. 2) fiecare, inclusiv parterul.

Dimensionarea s-a realizat conform SR EN 1993-1-1 [17] și P100-1/2006 [18], analiza statică și dinamică s-a realizat utilizând programul de calcul SAP2000.

a) Plan etaj curent- varianta I b) Plan etaj curent - varianta II �i III

Fig. 1 - Dispunerea cadrelor contravântuite în varianta I, II �i III

A

6.0 6.06.0

6.0

6.0

6.0

B C D

12

34

A A

contravantuiri

A

6.0 6.06.0

6.0

6.0

6.0

B C D

12

34

disipatori

contravantuiri

A A

B B


a) Secțiune A-A b) Secțiune B-B

Fig. 2 - Amplasarea contravântuirilor �i disipatorilor în structuri.

3. Dimensionarea structurilor

În varianta I, disiparea de energie se realizează în principal prin plastificarea contravântuirilor iar în varianta II și III atât prin plastificarea diagonalelor cât și prin prin intermediul disipatorilor (cu o amortizare propusă de 15%), de aceea în prima variantă se vor dimensiona elementele utilizând spectrul de proiectare având o amortizare naturală de 5%, iar pentru variantele II și III se dimensionează la o forţă seismică corespunzătoare unei amortizări ţintă de 15 % din nivelul critic (din care 5 % amortizare naturală).

Pentru varianta II și III forța seismică este corectată cu factorul η (conform P100-1/2006, Anexa A):

707.0510

≅+

=ξ

η

(1) unde ξ este amortizarea critică țintă [18].

În cazul variantei II și III, forța tăietoare de bază calculată prin metoda forțelor seismice static echivalente pentru structurile analizate are valoarea FB corectat=FB·0.707= 3775kN.

3.1. Caracteristici secționale

În urma dimensionării, pentru structurile analizate au rezultat următoarele tipuri de secțiuni: stâlpii– secțiune cruce de Malta, grinzile–secțiune dublu T și diagonalele–secțiune inelară. Materialul folosit pentru toate elementele este oțel S355.

În tabelele 1 și 2 sunt prezentate secțiunile elementelor, în care: hw este înălțimea inimii, b este lățimea tălpilor, tw este grosimea inimii și tf este grosimea tălpilor. În tabelul 3, D este diametrul exterior al secțiunii inelare și t grosimea inelului.


Tabel 1

Secțiuni stâlpi Tip

structură Niveluri 1-2 Niveluri 3-4 Niveluri 5-6 Niveluri 7-8-9 Niveluri10-11

hw x tw x103[m]

b x tf x103[m]

hw x tw x103[m]

b x tf x103[m]

hw x tw x103[m]

b x tf x103[m]

hw x tw x103[m]

b x tf x103[m]

hw x tw x103[m]

b x tf x103[m]

Stâlpi centrali cadre contravântuite (Axe - B1, C1, B4, C4, A2, D2, A3, D3, B2, C2, B3, C3) Var.I 550x30 330x40 500x30 280x35 500x25 280x35 450x20 230x30 400x20 180x25 Var.II 500x30 280x40 480x25 280x35 450x25 250x30 450x20 250x28 400x20 200x25

Var. III 500x30 280x40 480x25 280x35 450x25 250x30 450x20 250x28 400x20 200x25 Stâlpi marginali cadre contravântuite (Axe - A1, D1, A4, D4)

Var.I 500x30 230x40 500x25 230x35 450x25 230x35 420x20 200x30 400x15 200x25 Var.II 400x20 200x25 400x18 200x25 380x18 180x22 380x15 180x22 350x15 150x20

Var. III 400x20 200x25 400x18 200x25 380x18 180x22 380x15 180x22 350x15 150x20

Tabel 2

Secțiuni grinzi

Tip structură

Niveluri 1-2 Niveluri 3-4 Niveluri 5-6 Niveluri 7-8-9 Niveluri10-11 hw x tw

x103[m] b x tf

x103[m] hw x tw

x103[m] b x tf

x103[m] hw x tw

x103[m]b x tf

x103[m] hw x tw

x103[m]b x tf

x103[m] hw x tw

x103[m]b x tf

x103[m] Grinzi exterioare (Axe - 1, 2, 3, 4)

Var.I 280x12 200x18 280x12 200x18 300x15 200x20 300x15 200x20 250x10 180x15Var.II 230x10 180x18 230x10 180x18 250x10 180x18 250x10 180x18 230x10 150x15

Var. III 230x10 180x18 230x10 180x18 250x10 180x18 250x10 180x18 230x10 150x15Grinzi cadre contravântuite interioare (Axe - B, C, 2, 3)

Var.I 200x8 180x12 200x8 180x12 230x10 200x15 230x10 200x15 200x8 180x12Var.II 230x10 180x18 230x10 180x18 250x10 180x18 250x10 180x18 230x10 150x15

Var. III 230x10 180x18 230x10 180x18 250x10 180x18 250x10 180x18 230x10 150x15

Tabel 3

Secțiuni diagonale

Tip structură

Niveluri 1-3 Niveluri 4-6 Niveluri 7-8-9 Niveluri10-11 D x t

x103[m] D x t

x103[m] D x t

x103[m] D x t

x103[m] Diagonale (Axe - A, D, 1, 4) Var.I 160x13 160x13 150x11 120x8 Var.II 140x11 140x11 130x11 120x6 Var. III 130x10 130x10 120x10 120x6

3.2. Dimensionarea disipatorilor vâscoși și cu frecare

Dimensionarea disipatorilor vâscoși liniari (structura din varianta II) pentru calculul automat presupune determinarea coeficientului de amortizare cj pentru fiecare amortizor “j” în parte. Valoarea coeficientului de amortizare este ulterior introdusă în programul de calcul automat

SAP2000. Coeficienții de vâscozitate ai disipatorilor vâscoși se stabilesc utilizând metodologia

prezentată în FEMA 356 [19], pe baza relației (2).

FEMA 356 notează ξ (amortizarea propusă conform P100-1/2006) cu βeff.

kWj jW

eff πββ

4

∑

+= (2)


unde: βeff este amortizarea dorită a structurilor studiate propusă a fi egală cu 15%, din care β este amortizarea naturală egală cu 5%, Wj este energia disipată a unui dispozitiv “j” într-un ciclu complet de oscilație, iar Wk este energia potenţială maximă de deformaţie (deformație elastică a dispozitivului).

Înlocuind termenii în relația (2), aceasta devine:

ii

i

jrjj

eff

F

cT

δπ

δπ

ββ∑

∑+=

214

2 22

(3) unde:T–perioada modului fundamental pe direcţia analizată; cj–coeficientul de amortizare al disipatorului liniar-vâscos “j”; δrj–deplasarea relativă între capetele disipatorului “j”; δi–deplasarea de nivel “i; Fi–forţa de inerţie la nivelul planşeului “i”.

Coeficientul de amortizare cj este egal cu expresia:

cj=c0·kj, (4) unde c0–o valoare de referință; kj–coeficienți aleși de proiectant, în acest caz au valoarea 1.

Din relația (3) și (4) înlocuind toți termenii cunoscuți se determină cj=8288 kN·s/m.

Dimensionarea disipatorilor cu frecare (structura din varianta III) pentru calculul automat presupune determinarea forțelor la care lucrează fiecare disipator “j”. Valorile forțelor determinate sunt ulterior introduse în programul de calcul automat SAP2000. Forțele de acționare ale disipatorilor cu frecare se stabilesc utilizând metodologia prezentată în FEMA 356 [19], pe baza relației (2).

Înlocuind termenii în relația (2), aceasta devine:

ii

n

iii

iiB

jrjj

eff

zm

zmF

F

δπ

δββ

∑∑

∑ ⋅⋅+=

214

4

(5) unde: δi–deplasarea de nivel “i”; zi–reprezintă înălţimea nivelului “i” faţă de baza construcţiei considerată în model; mi–masa nivelului “i”; FB – forța tăietoare de bază.

Forțele la care disipatorii lucrează sunt egale cu:

0FkF jj ⋅= (6) unde: F0 este o valoare de referință; kj sunt coeficienți aleși de proiectant.

Înlocuind termenii cunoscuți în relația (5) și (6) se obțin valorile pentru forțele la care lucrează disipatorii: F1-3=373.4kN ( nivelurile 1, 2 și 3), F4-6=351.3kN (nivelurile 4, 5 și 6), F7-9=252.5kN (nivelurile 7, 8 și 9) și F10-11=100.7kN (nivelurile 10 și 11).

4. Rezultate obținute

4.1. Analiza static liniară

Analiza static neliniară s-a realizat prin metoda de calcul modal cu spectre de răspuns, cu perioada de colț egală cu TC=1.6s și factorul de comportare q egal cu 4 .


În tabelul 4 sunt prezentate valorile deplasărilor relative de nivel la SLU, acestea verifică condiția ca valoarea lor să fie mai mică decât deplasarea admisibilă egală cu 0,025h=0.0875m (h este înălțimea structurii).

Tabel 4

Deplasarea relativă de nivel la SLU dinamice Tip

structură Deplasarea relativă de nivel în [m] între nivelurile:

0→1 1→2 2→3 3→4 4→5 5→6 6→7 7→8 8→9 9→10 10→11Var.I 0.020 0.033 0.037 0.039 0.038 0.038 0.039 0.037 0.034 0.035 0.029Var.II 0.018 0.034 0.038 0.039 0.038 0.037 0.036 0.037 0.030 0.029 0.023Var. III 0.020 0.035 0.039 0.039 0.039 0.038 0.036 0.034 0.030 0.030 0.024

Pentru toate structurile, primele moduri de vibrație sunt de translație și cel de-al treilea este de torsiune; valorile perioadelor proprii de vibrație sunt prezentate în tabelul 5.

Tabel 5

Caracteristicile dinamice ale structurilor Tip

structură T1 [s] T2 [s] T3 [s]

Var.I 1.15 1.15 0.96 Var.II 1.70 1.70 1.20 Var. III 1.36 1.36 1.15

4.2. Analiza dinamic neliniară

Structurile au fost supuse unei analize dinamice neliniare folosind accelerograma din 4 martie 1977 Vrancea componenta N-S, scalată cu un factor egal cu 1.2. Pasul de discretizare a fost de 0.05 s.

În analiza dinamică au fost luate în considerare intervalul de la secunda 4 la 20 din cele 40 ale accelerogramei deoarece acesta conține toate vârfurile accelerațiilor și s-a presupus că toate incursiunile în domeniul postelastic s-au produs în acest interval [20].

Figura 3 prezintă reprezentarea în timp a forței tăietoare de bază pentru cele trei variante studiate. Se constată o diferență notabilă a forței tăietoare de bază între structura din varianta I și cele din varianta II și III.

Fig. 3 - Reprezentarea în timp a forței tăietoare de bază pentru toate structurile

-10000

-7500

-5000

-2500

0

2500

5000

7500

10000

4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Varianta I

Varianta II

Varianta III

Timp [s]

Forta

tăie

toar

e de

bază

[kN

]


În figura 4 se poate observa eficiența utilizării disipatorilor, atât cu frecare cât și vâscoși liniari, prin numărul mult mai redus de articulații plastice din grinzi față de structurile în varianta I. De asemenea structurile cu amortizori vâscoși liniari au un comportament mai favorabil decât cele cu disipatori cu frecare, deoarece stâlpii și grinzile au rămas în stadiul elastic.

Varianta I Varianta II Varianta III

Fig. 4 - Modul de dispunere al articulațiilor plastice în urma analizei dinamice neliniare

4.3. Consum de material

În figura 5 se prezintă cantitatea de oțel estimată a fi necesară pentru cele trei tipuri de structuri.

Fig. 5 - Consum estimat de oțel

Se poate observa că structurile cu disipatori au aproape același consum de oțel și cu 16 % mai puțin decât structura din varianta I.

5. Concluzii

Lucrarea prezintă modul de comportare a trei tipuri de structuri, la acțiunea seismică Vrancea componenta N-S din 4 martie 1977, și anume: o structură ce conține cadre contravântuite centric, o structură ce conține cadre contravântuite centric și disipatori vâscoși și o structură ce conține cadre contravântuite centric și disipatori cu frecare. Modelarea structurilor s-a realizat cu programul de calcul SAP2000.

0 100000 200000 300000 400000 500000

Varianta I

Varianta II

Varianta III

Varianta I Varianta II Varianta IIIConsum de otel [kg] 404861 352439 350403

[kg]


În urma analizei statice și dinamice s-a constatat un consum și o comportare mult mai bună pentru structurile ce conțin disipatori, în special cei vâscoși, la care grinzile și stâlpii structurii rămân în stadiul elastic.

Cu toate acestea raportul cost/performanță pentru structurile cu disipatori față de cele curente, analizate de autor cât și de alți autori [21, 22], nu se poate preciza deoarece valoarea efectivă a costul pentru o structură nouă sau consolidată depinde de la caz la caz, în funcție de soluția adoptată și de condițiile (cerințele) impuse.

Dar se încurajează utilizarea și studierea controlului structural cu amortizori cât și cu izolatori datorită performanțelor acestora și pentru ca în timp costul să se reducă rezultând astfel o soluție curentă de proiectare, mult mai eficientă.

Bibliografie

[1] Benavent-Climent, A. - A brace-type seismic damper based on yielding the walls of hollow structural sections, Engineering Structure 32, Elsevier, 2010

[2] Morgen, B. G., Kurama, Y., C. - Characterization of two friction interfaces for use in seismic damper applications, Materials and Structures, Rilem, 2009

[3] Huang, H. C. - Efficiency of the motion amplification device with viscous dampers and its application in high-rise buildings, Earthquake engineering and engineering vibration, Vol.8, No.4, Decembrie 2009

[4] Banerji, P., Samanta, A. - Earthquake vibration control of structures using hybrid mass liquid damper, Engineering Structure 33, Elsevier, 2011

[5] Ribakov, Y. - Reduction of structural response to near fault earthquakes by seismic isolation columns and variable friction dampers, Earthquake engineering and engineering vibration, Vol.9, No.1, Martie 2010

[6] Sarnoa, L. D. - Elnashai, A. S. - Bracing systems for seismic retrofitting of steel frames, Journal of Constructional Steel Research 65, Elsevier, 2009

[7] Yang, C. S., Leon, R. T., DesRoches, R. - Design and behavior of zipper-braced frames”, Engineering Structure 30, Elsevier, 2008

[8] Lin, Y. Y., Chen, C. Y. - Shaking table study on displacement-based design forseismic retrofit of existing buildings using nonlinear viscous dampers, The 14th World Conference of Earthquake Engineering, Beijing , 2008

[9] Kasai, K., Ito, H., Motoyui, S., Ozaki, H., Ishii, M., Kajiwara, K., Hikino, T. - Full-scale tests on value-added performance of 5-story building with various dampers commercially available,

[10] Alehashem, S. M., Keyhani, A., Pourmohammad, H. - Behavior and Performance of Structures Equipped With ADAS & TADAS Dampers (a Comparison with Conventional Structures), The 14th World Conference of Earthquake Engineering, Beijing , 2008

[11] Vezeanu, G., Bețea, Șt. - Soluţii alternative pentru structuri din oţel cu contravântuiri centrice, Editura didactică și pedagogică, București, 1997

[12] Vezeanu, G., Pricopie, A. - Design considerations for buildings with nonlinear viscous dampers, Scientific Journal - Mathematical modelling in civil engineering, Vol.7, No.1-2, Martie 2011

[13] Serban, V., Sireteanu, T., Androne, M., Ciocan, A., Zamfir, M., Mitu, A. - Soluții inovative de proiectare și realizare de construcții rezistente la acțiuni seismice lente Vrâncene, A.I.C.P.S., București, 1-2/2011

[14] Iordăchescu, A., Iordăchescu, E. - Consolidarea complexului sportiv ASE prin utilizarea amortizorilor seismici cu fluid vâscos, A.I.C.P.S., București, 1-2/2011

[15] Filip-Văcărescu, N., Stratan, A., Dubină, D. - Cadre metalice contravântuite centric dotate cu amortizori cu frecare, A.I.C.P.S., București, 1-2/2011

[16] Pavel, M. - Teză de doctorat - Cercetări privind controlul răspunsului seismic prin amortizori acordați, 2009 [17] SR EN 1993-1-1 - Eurocod3 - Proiectarea structurilor de oțel, Asociația de standardizare din România, 2006 [18] P100-1-2006 - Cod de proiectare seismică, București, MTCT, 2006 [19] FEMA 356 - Prestandard and Commentary for the Seismic Rehabilitation of Buildings, Federal Emergency

Management Agency, 2000 [20] Kober, H. - Teză de doctorat- Contribuții privind alcătuirea și calculul structurilor metalice multietajate în cadre

contravântuite excentric, 2005 [21] Haskell, G., Lee, D. - Fluid viscous damping as an alternative for base isolation, Taylor devices inc.: [web]

http://www.taylordevices.com/fluidviciousdamping.html [22] Pall, A., Pall, T. - Performance-based design using pall friction dampers - an economical design solution, 13th

World Conference on Earthquake Engineering, Paper No. 1955, Vancouver, Canada, August 2004


EVALUAREA RENTABILITĂŢII AMENAJĂRILOR DE MICROHIDROCENTRALE ÎN SISTEM DE PARTENERIAT PUBLIC-

PRIVAT

ECONOMIC EVALUATION OF SMALL HYDROPOWER PLANTS UNDER PUBLIC-PRIVATE PARTNERSHIP SCHEME

Eloriana GANŢĂ1

Rezumat: Terminarea amenajărilor hidroelectrice începute înainte de 1989 şi ulterior abandonate constituie una dintre direcţiile principale de investiţii în domeniul microhidrocentralelor în România. Cum cele mai multe dintre aceste amenajări se află în proprietatea statului, iar fondurile publice sunt inexistente sau insuficiente pentru finanţarea unor astfel de proiecte, varianta asocierii sectorului public cu unul sau mai mulţi investitori privaţi reprezintă o soluţie avantajoasă pentru valorificarea microhidropenţialului existent în ţara noastră. Decizia de a investi sau nu într-un proiect este adoptată după efectuarea unei analize economice atente. Evaluarea rentabilităţii constituie prima etapă a analizei economice, oferind potenţialului investitor indicaţii clare în privinţa ratei de succes a proiectului şi necesitatea unei analize mai detaliate. În cadrul acestei lucrări se realizează o evaluare a rentabilităţii microhidrocentralei Zăvoiul Orbului, folosind consideraţiile teoretice existente în literatura de specialitate, precum şi o analiză de sensibilitate pentru fiecare dintre cei doi indicatori ai rentabilităţii, venitul net actualizat şi rata internă de rentabilitate.

Cuvinte cheie: microhidrocentrală, rentabilitate, venit net actualizat, rata internă de rentabilitate, analiza de sensibilitate

Abstract: One of the main directions of development of small hydropower plants in Romania is the completion of existing facilities that begun being built before 1989, but were later abandoned. Most of these plants are state property and public funds prove to be nonexistent or insufficient for financing the projects and as such, the partnership between the state and a private party (one or more investors) seems to be the solution to utilise the existing hydraulic potential. The decision to invest in a project is made only after a careful economic analysis. In such an analysis, the evaluation of the net present value and of the internal rate of return represents a firts step that provides the investor with indication on the success rate of the project and whether or not to conduct a more detailed analysis. Within this paper the net present value and internal rate of return are computed for Zăvoiul Orbului small hydropower plant, folowing the recommendations for same available in the literature. Also, a sensitivity analysis was performed for each of the two indicators of economic evaluation.

Keywords: small hydropower plant, net present value, internal rate of return, sensitivity analysis

1. Introducere

Terminarea amenajărilor hidroelectrice începute înainte de 1989 şi ulterior abandonate constituie una dintre direcţiile principale de investiţii în domeniul microhidrocentralelor în România.

Amenajarea Zăvoiul Orbului a fost proiectată în anii ’80 ca amenajare complexă pentru producere de energie electrică, alimentare cu apă potabilă şi alimentare cu apă pentru irigaţii,

1 Drd. Ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Dan Stematiu (Phd professor engineer),Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti (Technical University of Civil Engineering Bucharest) Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hydraulic Developement)


urmând să fie pusă în funcţiune în două etape: o etapă I provizorie, cu rol de control a debitelor râului Argeş în nodul Zăvoiul Orbului, la nivel redus de retenţie, la cota 174,50 mdM şi o etapă II, definitivă, cu toate servituţile la nivel normal de retenţie 176,00 mdM.

Începută în perioada anilor ’80, lucrarea a fost surprinsă de evenimentele din ’89 aproape de finalizarea etapei I. Evoluţia economică ulterioară a ţării nu a permis finalizarea lucrărilor nici pentru etapa I (din acest motiv acumularea este în prezent exploatată cu 2 m mai jos) şi nici continuarea şi finalizarea lucrărilor din etapa a II-a. În aceste condiţii potenţialul hidroenergetic creat de acumulare nu este în prezent utilizat.

În prezent, proprietarul acumulării Zăvoiul Orbului nu dispune de sumele necesare pentru realizarea amenajării hidroenergetice a acesteia şi nici în viitorul apropiat nu sunt perspective pentru procurarea acestor sume.

Microhidrocentrala (MHC) Zăvoiul Orbului se va amenaja în avalul acumulării existente Zăvoiul Orbului aflată în proprietatea Statului Român prin Administraţia Naţională „Apele Române” – Direcţia Apelor Argeş-Vedea cu sediul în oraşul Piteşti.

Microhidrocentrala are menirea de a valorifica debitele tranzitate liber prin nodul hidrotehnic existent de la Zăvoiul Orbului valorificând astfel o mare parte din energia brută care în prezent se pierde. MHC Zăvoiul Orbului va funcţiona cu debitele tranzitate în regimul actual pe care nu îl va modifica.

2. Consideraţii teoretice

Rentabilitatea unei investiţii în MHC se apreciază ţinând seama de veniturile şi cheltuielile din perioada de exploatare (de viaţă) a investiţiei. Cheltuielile totale pot fi împărţite în două componente: o componentă predefinită cunoscută (costuri generate de investiţie, de taxe de concesiune, etc.) şi o componentă care variază în decursul exploatării (întreţinere, reparaţii, salarii, etc.).

Evaluarea financiară a proiectelor de investiţii se poate face după mai multe tipuri de criterii:

1. criterii de evaluare tradiţionale (metode contabile), care folosesc ca indicatori rata medie a rentabilităţii şi termenul de recuperare;

2. criterii de evaluare bazate pe actualizare, care folosesc ca indicatori termenul de recuperare actualizat, valoarea actuală netă (VNA), indicele de profitabilitate (IP), rata internă de rentabilitate (RIR), etc.

La terminarea exploatării, care este finalul perioadei de valabilitate a concesiunii sau a autorizării, venitul net actualizat (VNA) sau beneficiul actualizat trebuie să fie pozitiv. Variantele analizate trebuie să îndeplinească această condiţie, iar varianta optimă este aceea care conduce la valoarea maximă a VNA.

Venitul net actualizat (VNA) este dat de diferenţa dintre venitul actualizat şi costul total actualizat:

CTAVTAVNA −= (1)

∑ ∑= = +

−+

+−=

n

k

n

kk

kk

kkk

rI

rMOVVNA

1 1 )1()1()(

(2) unde:

n – durata de autorizare (concesionare) r – rata de actualizare a capitalului Vk – venitul realizat din vânzarea energiei în anul k


Ok – cheltuieli de operare anuale Mk – cheltuieli de mentenanţă anuale (întreţinere şi reparaţii) Ik – investiţia în anul k

Rata internă de rentabilitate a investiţiei este rata de actualizare care aplicată fluxului de venituri şi costuri ale proiectului conduce la VNA = 0. RIR se determină printr-un proces iterativ, din relaţia:

∑=

=+

−=

n

kk

kk

RIRCVVNA

1

0)1( (3)

Investiţia este considerată oportună dacă RIR este mai mare decât rata de actualizare minimă (limită). Criteriul RIR se poate utiliza de asemenea şi la analiza comparativă a mai multor proiecte, cu condiţia ca acestea să fie independente. Varianta câştigătoare va avea RIR maxim, totodată mai mare decât rata de actualizare în energetică.

Investiţia într-o microhidrocentrală implică costuri, dar şi generează venituri de-a lungul perioadei de viaţă a proiectului. Costurile cuprind o componentă fixă – costuri de capital, asigurări, taxe (altele decât pe profit) şi o componentă variabilă – cheltuieli de operare şi întreţinere, salarii, impozit pe profit, etc. [1]

Analiza economică pune în balanţă costurile şi beneficiile în scopul de a ajuta investitorul în procesul decizional de dezvoltare al unui proiect.

Dezvoltarea unei micro hidrocentrale implică un cost de capital iniţial foarte mare comparativ cu alte tehnologii [1-4], însă costurile în perioada de operare şi intreţinere sunt scăzute [3], iar durata de viaţă a obiectivului este mare, de peste 30 de ani. Pentru ca o investiţie să fie rentabilă, costurile de operare nu trebuie să depăşească 1.5% din totalul investiţiei.

Elementele principale care influenţează profitabilitatea unei uzine hidroelectrice sunt: - beneficiul obţinut din producerea de energie - costul de investiţie - costurile de operare şi întreţinere

Deşi principala formă de obţinere a unui venit dintr-o microhidrocentrală este vânzarea energiei electrice, trebuie analizate şi alte forme de obţinere de beneficii, monetare sau de altă natură. Este cazul proiectelor cu folosinţe multiple, cum ar fi irigaţii, regularizarea unui curs de apă, alimentarea cu apă a populaţiei sau a industriei, evacuarea apelor uzate.

Producţia de energie electrică este dependentă de următorii factori: capacitatea uzinei: rezervor, instalaţie, operare; debit; cădere; eficienţa totală; pierderi în reţea.

3. Studiu de caz – MHC Zăvoiul Orbului

3.1. Date de intrare

Ţinând seama că în secţiunea Zăvoiul Orbului debitul mediu multianual al râului Argeş este de 39,5 m3/s, cu un debit mediu zilnic asigurat prin amenajările din amonte de 20 m3/s şi că în amenajare există o treaptă brută de 6,00 m (172,00 - 166,00) rezultă că pentru Qi = 30,0 m3/s la Hbr = 6,00 m, N = 3x400 = 1200 kW.

La un debit instalat de 30 m3/s şi un an de funcţionare, producţia de energie electrică este de aproximativ 10.000.000 kWh/an. Prin utilizarea microhidrocentralei la NNR-ul actual (172,00 mdM), valoarea energiei produse este de paroximativ 500.000 €/an.

Pornind de la datele cuprinse în studiul de prefezabilitate şi adăugând


Puterea instalată 1.200 kW

Producţia anuală de energie 10.000 MWh

Costuri de investiţie exprimate în RON: 1. Studiu de fezabilitate 26.000 RON 2. Proiectare 575.000 RON 3. Construcţii civile 3.600.000 RON 4. Echipament hidromecanic 10.800.000 RON 5. Echipament electric 1.800.000 RON 6. Altele 1.199.000 RON

TOTAL 18.000.000 RON În analiza de rentabilitate se presupune că durata de realizare a microhidrocentralei este de trei ani, primul an fiind dedicat întocmirii studiului de fezabilitate şi obţinerii autorizaţiilor. Astfel, la finalul primului an vor fi cheltuite suma alocată studiului de fezabilitate şi trei sferturi din suma alocată activităţilor de proiectare. La finalul celui de-al doilea an vor fi cheltuiţi restul de bani pentru proiectare şi 70% din banii alocaţi contrucţiei, precum şi 25 % din banii procurării echipamentul hidromecanic. În cel de-al treilea an se vor cheltui restul sumelor.

Durata de concesionare se consideră a fi 35 ani, începând cu anul doi de realizare a proiectului. Rata de actualizare a capitalului este de 8%, iar preţul electricităţii creşte cu un punct mai puţin decât rata inflaţiei.

3.2. Rezultate

Folosind ecuaţiile (2) şi (3) într-un calcul tabelar cu ajutorul unei foi de calcul Excel, s-au obţinut următoarele rezultate.

VNA = 2.562.291 RON

RIR = 9.79%

Durata de recuperare a investiţiei este de 7-8 ani.

Având în vedere faptul că valoarea VNA este pozitivă, iar valoarea RIR este mai mare decât rata de actualizare considerată de 8%, rezultă că proiectul este rentabil, iar investiţia este una oportună, capitalul investit fiind recuperat după primii 7-8 ani de exploatare.

3.3. Analiza de sensibilitate

Analiza de sensibilitate ajută la determinarea riscurilor cu cel mai mare impact asupra proiectului şi examinarea măsurii în care fiecare element al proiectului afectează obiectivul analizat, când toate celelate elemente incerte sunt menţinute la valoarea lor de bază, precum şi situaţia în care se pot modifica simultan mai mulţi factori independenţi. [5]

Analizele de sensibilitate trebuie efectuate în mod obligatoriu într-un studiu economic pentru a analiza cum variază indicatorii tehnico-economici, în special rentabilitatea, când variază fiecare din componentele fluxurilor financiare. [5]

3.3.1. Venitul net actualizat În realizarea analizei de sensibilitate a VNA, s-au considerat următoarele variabile: rata de actualizare, preţul energiei electrice şi costurile de operare şi mentenanţă. Acestea au fost variate, pe rând, cu câte 5 puncte procentuale faţă de valoarea de bază, în intervalul -15%...+15%. Valorile corespunzătoare ale VNA sunt centralizate în tabelul 1.


Tabel 1 Venitul net actualizat exprimat în RON

Variaţia %

Rata de actualizare

Preţul energiei electrice

Costuri de operare şi

mentenanţă

15% 746,508 5,643,701 2,068,725

10% 1,304,282 4,616,564 2,233,247

5% 1,908,119 3,589,427 2,397,769

0% 2,562,291 2,562,291 2,562,291

-5% 3,271,527 1,535,154 2,726,812

-10% 4,041,074 508,017 2,891,334

-15% 4,876,753 -519,120 3,055,856

Pentru interpretarea rezultatelor, folosind valorile din tabelul 1 s-a realizat graficul analizei de sensibilitate pentru VNA, prezentat în Figura 1.

Fig. 1 - Graficul analizei de sensibilitate pentru VNA

Costuri de întreţinere şi reparaţii

Fiecare variaţie cu câte 5% în costul de întreţinere şi reparaţii produce o diferenţă de aproximativ 164.000 RON în Venitul Net Actualizat. Gradientul acestui cost în graficul analizei de sensibilitate indică faptul că VNA este cel mai puţin sensibil la acest cost comparativ cu celelalte variabile analizate. Graficul arată de asemenea şi relatia inversă, cu cât costurile de întreţinere şi reparaţii cresc, cu atât descreşte VNA.

Rata de actualizare

VNA este mai sensibil la fluctuaţii ale ratei de actualizare decât la cele ale costurilor de întreţinere şi reparaţii, graficul analizei de sensibilitate indicând un gradient mai mare pentru această variabilă, precum şi relaţia inversă.

Venit realizat din vânzarea energiei electrice

O creştere cu 5% în preţul energiei electrice şi implicit în venitul realizat din vânzarea acesteia rezultă într-o creştere cu aproximativ 1.027.000 RON în VNA. Gradientul pentru această variabilă


este cel mai mare în graficul analizei de sensibilitate, ceea ce înseamnă că VNA este cel mai sensibil la fluctuaţii ale preţului energiei comparativ cu celelalte două variabile considerate.

În concluzie, venitul net actualizat este cel mai sensibil la preţul de vânzare al energiei electrice produse, predicţiile pentru evoluţia acestuia pe termen lung trebuind realizate cu atenţie, astfel ca proiectul să rămână rentabil.

3.3.2. Rata internă de rentabilitate În realizarea analizei de sensibilitate a ratei interne de rentabilitate, s-au considerat următoarele variabile: preţul energiei electrice, costurile de capital şi costurile operare şi mentenanţă. Acestea au fost variate, ca şi în cazul anterior, cu câte 5 puncte procentuale faţă de valoarea de bază, în intervalul -15%...+15%. Valorile corespunzătoare ale RIR sunt centralizate în tabelul 2.

Tabel 2

Rata internă de rentabilitate exprimată procentual

Variaţia %


Costuri de capital

Costuri de operare şi

mentenanţă 15% 11.86 8.22 9.45

10% 11.17 8.70 9.57

5% 10.48 9.22 9.68

0% 9.79 9.79 9.79

-5% 9.08 10.41 9.90

-10% 8.36 11.08 10.01

-15% 7.63 11.82 10.12

Pentru interpretarea rezultatelor, folosind valorile din tabelul 2 s-a realizat graficul analizei de sensibilitate pentru RIR, prezentat în Figura 2.

Fig. 2 - Graficul analizei de sensibilitate pentru RIR


Rata internă de rentabilitate este cel mai sensibilă la preţul energiei electrice, pentru orice creştere de 5% a acestuia, rata de rentabilitate creşte şi ea cu 0.7 puncte procentuale.


Costuri de capital

Din graficul analizei de sensibilitate se observă un gradient asemănător al variabilei „Costuri de capital” cu cel al variabilei „Preţul energiei electrice”, de această dată fiind vorba de o relaţie inversă: fiecare creştere cu 5% a costurilor de capital produce o scădere cu aproximativ 0.7% a ratei interne de rentabilitate.

Costuri de operare şi mentenanţă

între costurile de operare şi mentenanţă şi rata internă de rentabilitate există de asemenea o relaţie inversă, însă impactul este mult mai redus decât în cazul precedent, o creştere de 5% a acestor costuri produce o scădere de doar 0.11% a ratei interne de rentabilitate.

Pe scurt, rata internă de rentabilitate este foarte sensibilă la două dintre variabilele analizate, respectiv preţul energiei electrice şi costurile de capital, într-o măsură foarte similară, dar într-o relaţie inversă, lucru evident, deoarece una este o componentă de cost, iar cealaltă de venit.

4. Concluzii

Este evident că microhidrocentrala de la Zăvoiul Orbului este un obiectiv socio-economic necesar pentru deţinătorul amenajării şi oportun pentru potenţialul investitor, deoarece condiţiile de realizare sunt extrem de favorabile, iar eficienţa economică este deosebit de avantajoasă.

În analiza rentabilităţii s-a pornit de la soluţia propusă în studiul de prefezabilitate pe baza căruia s-au alcătuit alte posibile scenarii, detaliate în cuprinsul tezei de doctorat. În două dintre acestea s-a variat componenta beneficiilor (preţul energiei electrice produse şi durata beneficiului certificatelor verzi), iar în celelalte două s-a variat componenta investiţiei (valoarea investiţiei şi distribuţia pe durata construcţiei).

Diversele scenarii realizate indică modificări majore ale celor doi indicatori, VNA (venitul net actualizat) şi RIR (rata internă de rentabilitate) atât în situaţia în care fluctuează preţul energiei electrice produse, respectiv partea de beneficii, dar şi atunci când variază partea de investiţii, atât ca valoare, dar şi ca distribuţie pe perioada construcţiei.

În cuprinsul tezei de doctorat analiza rentabilităţii este completată de calculul costului comparativ de referinţă, necesar în luarea deciziei de concesionare, dar folositor şi în compararea ofertelor în etapa de licitare.

Bibliografie

[1] European Small Hydropower Association - ESHA – Guide on How to Develop a Small Hydropower Plant, disponibil on-line, 2004

[2] Stematiu, D. – Amenajări hidroenergetice, editura Conspress, Bucureşti, 2008 [3] Aggidis, C.A., Luchinskaya, E., Rothschild, R., Howard, D.C. – The costs of small-scale hydro power

production: Impact on the development of existing potential, Renewable Energy 35, 2010, p.2632-2638 [4] Dragu, C., Sels, T., Belmans, R. – Small Hydropower state of the art and applications, Power generation and

sustainable development. International conference, Liège , Belgia, 2001 [5] Project Management Institute – A guide to the Project Management Body of Knowledge (PMBOK Guide), 2000 [6] Stematiu, D, Ionescu, St., Abdulamit, A. – Siguranţa barajelor şi managementul riscului, editura Conspress,

Bucureşti, 2010


STUDII DE SENSIBILITATE PENTRU O CLĂDIRE DE BIROURI REFLECTATE ÎN CALCULUL NECESARULUI DE ENERGIE PENTRU

RĂCIRE

SENSITIVITY STUDIES REFLECTED IN THE CALCULATION OF COOLING ENERGY NEED FOR AN OFFICE BUILDING

Anca Maria IONESCU1

Rezumat: Lucrarea de faţă analizează calculul comparativ al necesarului de energie pentru climatizarea unei clădiri de birouri. Analiza se va face pentru perioada sezonului de răcire. Pentru a determina energia necesară răcirii clădirii, în condiţiile de asigurare a temperaturii interioare de confort, s-a utilizat metoda de calcul lunară, metodă reglementară cuprinsă în Metodologia de calcul naţională MC001. Sunt evidenţiate şi analizate diferenţele obţinute prin aplicarea modelului de calcul lunar pe o clădire de birouri, în diferite condiţii de funcţionare şi ipoteze de calcul. Aceste ipoteze ţin cont de strategia de ventilare şi de temperatura de refulare a aerului proaspăt.

Cuvinte cheie: model de calcul, necesar de răcire, sensibilitate, transfer de căldură

Abstract: This paper analyzes the energy need calculation for cooling an office building in several situations. The analysis will cover the cold season. To determine the required cooling energy of the building in terms of providing the indoor comfort temperature, the monthly calculation method was used, contained in the national calculation methodology MC001. The differences obtained by applying the monthly calculation model on the office building are highlighted and analyzed in different operating conditions and calculation assumptions. These assumptions take into account the ventilation strategy and the fresh air repression temperature.

Keywords: calculation method, cooling need, sensitivity, heat transfer

1. Introducere

În contextul actual al schimbărilor climatice şi diminuării rezervelor de combustibili fosili, deoarece în UE 40% din consumul total de energie îl reprezintă clădirile, au fost iniţiate acţiuni complexe de cercetare, reglementare şi evaluare a acestor consumatori. Se pune un accent deosebit pe scăderea consumului de energie prin îmbunătăţirea performanţelor clădirii [1]

În decembrie 2002, Parlamentul European şi Consiliul Europei au emis Directiva 91/EC cu privire la eficienţa energetică a clădirilor, completată ulterior prin Directiva 2010/31/EC. Aceste Directive solicită statelor membre UE să îşi dezvolte metodologii pe baza cărora să calculeze eficienţa energetică a cladirilor; această metodologie va trebui sa ţină seama de condiţiile specifice fiecarei ţări.

În România Directiva 91 a fost transpusă în legislaţie prin Legea 372/2005 privind performanţa energetică a clădirilor. Conform legii, s-a instituit obligativitatea evaluarii performantei energetice a clădirilor noi si existente, cladirile noi trebuie să se conformeze unor cerinte minime privind performanţa energetică. Pe baza Legii nr. 372/2005 s-a elaborat "Metodologia de calcul al performanţei energetice a clădirilor" care în prezent include 5 parţi (MC 001/1-5), fiecare parte

1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Instalaţii (Faculty of Building Services), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Iolanda Colda, Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti (Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Instalatii (Faculty of Building Services).


fiind aprobată ca normativ. Partea 2 este care descrie performanţa energetică a instalaţiilor şi care stă la baza acestei lucrări.

Studiul de faţă îşi propune să evidenţieze, prin studii de caz, probleme mai puţin cunoscute şi studiate care influenţează consumul de energie, cum ar fi debitele de aer proaspăt şi stragia de ventilare. Studiile de caz au fost astfel alese încât să se pună în evidenţă aceste influenţe.

Pentru a atinge obiectivul lucrarării de faţă, s-au efectuat studii de sensibilitate la nivelul clădirii de birouri considerate, pentru a vedea în ce condiţii metoda de calcul lunară poate să confere rezultate corecte. Aceste studii implică modificarea temperaturii de introducere a aerului de ventilare, care are efect asupra consumului de energie necesar răcirii clădirii, pentru asigurarea unei temperaturi interioare stabilită din condiţiile de confort interior.

La nivel internaţional se încearcă introducerea unor metode orare simplificate de calcul prin programe de simulare [2] pentrul auditul energetic al clădirilor.

Deşi metodele orare conferă rezultate mai apropiate de realitate, totuşi, din punct de vedere practic, metodele cu pas de o lună sau de un sezon sunt cele preferate de aplicanţi datorită simplităţii şi rapidităţii de calcul. De aici şi importanţa studiului, de a arăta limitele de utilizare ale metodei de calcul lunar în situaţia răcirii clădirilor. Astfel se pot găsi soluţii în cunoştinţă de cauză pentru a reduce aproximările inerente unei metode cu pas mare de timp.

2. Ipoteze de calcul

2.1. Descrierea clădirii

Calculului energetic se aplică pentru o clădire de birouri din Bucureşti, cu trei nivele, având lungimea de 31,7 m, lăţimea de 7,1 m şi înălţimea de 3,3 m. Conturul clădirii este delimitat de doi pereţi exteriori (unul orientat spre sud, cu lungimea de 31,7 m şi unul orientat spre est, cu lungimea de 7,1 m) şi doi pereţi interiori. Peretele exterior dinspre sud are câte 8 ferestre pe fiecare nivel, acestea având lungimea de 1,5 m şi înălţimea de 1,2 m.

Clădirea are 8 birouri pe fiecare nivel, având în total 66 de ocupanţi (s-au considerat 10 m2 /persoană).

Fig.1 - Clădirea de birouri considerată

Calculul lunar s-a făcut pentru climatizarea unei clădiri de birouri (clădire monozonă), pentru perioada sezonului de răcire, fără controlul umidităţii interioare, în condiţiile de asigurare a temperaturii interioare de confort de 25°C.

Materialele componente pentru fiecare tip de element de construcţie utilizat şi rezistenţele termice sunt redate în tabelul 1.


Tabel 1 Structura elementelor de construcţie

Tipul elementului de construcţie Materialul folosit δ [m] R [m2K/W]

Perete exterior

tencuială ipsos 0,02

1,83 cărămidă 0,29

polistiren 0,05

tencuială ciment 0,02

Planşeu intermediar

parchet 0,04

0,64 beton 0,24

tencuială ciment 0,01

Terasă

pietriş 0,04

3,65

izolaţie hidrofugă 0,01

şapă 0,025

Izolaţie polistiren 0,14

beton de pantă 0,1

placă beton armat 0,1

2.2. Programul de funcţionare Programul de lucru al angajaţilor este de la ora 9.00 pana la ora 17.00 în timpul săptămânii, de luni pâna vineri. S-a considerat acelaşi program de funcţionare şi pentru aparatura electronică din birouri (PC, laptop, imprimanta, copiator). Scenariu pentru iluminat este diferit faţă de cel pentru activitatea persoanelor, iluminatul fiind disponibil de la ora 8.00 la ora 10.00 şi de la 16.00 la 18.00. S-a considerat că programul de funcţionare pentru iluminat trebuie să înceapă înaintea programului de lucru al angajaţilor, deoarece personalul de serviciu care asigură curăţenia trebuie să vină cu o ora mai devreme decât angajaţii şi să plece mai tarziu. De asemenea s-au luat în calcul situaţiile când unii angajaţi pot să rămână peste program la birou.

3. Descrierea metodei lunare de calcul

Pentru fiecare lună de calcul, necesarul de energie pentru răcire este calculat pe baza bilanţului energetic la nivelul clădirii, cu relaţia [3]:

TrsurseR QQQ η-= (1) QR – energia necesară pentru răcirea clădirii; QTr – energia totală transferată între clădire şi exterior; Qsurse - energia totală cedată de către sursele de căldură; η – factor de utilizare al pierderilor de căldură; Transferul total de căldură între clădire şi exterior este: VTTr QQQ += (2) QT - căldura transferată prin transmisie; QV - căldura transferată prin aerul de ventilare; Căldura totală datorată surselor interioare este Qsurse: Ssurse QQQ += int (3) Qint - aporturile interne de căldură;


QS - aporturile solare.

3.1. Calculul transferului de căldură prin transmisie

Fluxul total de căldură cedat prin transmisie este calculat pentru fiecare lună cu relaţia :

)]-(*[ ei1

,Tθθφ ∑

==

n

kkTH (4)

HT,k – coeficientul de transfer de căldură prin transmisie a elementului k către zona de temperatură θe,k [W/K];

θi - temperatura interioară a clădirii [oC]; θe - temperatura exterioară medie lunară [oC]; Valorile coeficienţilor de transfer HT,k sunt calculaţi în funcţie de tipul fiecărui element de construcţie şi ţin cont de transferul datorat punţilor termice. Coeficientul total de transfer termic prin transmisie HT = 440,72 W/K. Fluxul de căldură pentru lunile cu o posibilă climatizare este calculat în tabelul 2.

Trecerea de la flux la necesar de energie se face prin multiplicarea fluxului cu durata de timp totală aferentă unei luni, exprimată în ore, indiferent de programul de funcţionare. Acest lucru este valabil pentru calculul tuturor aporturilor şi pierderilor de căldură.

tQ *φ= (5)

Tabel 2 Calculul fluxului disipat prin transmisie

Sezonul de răcire HT [W/K] θi [°C] θe [°C] ФT [W]

Martie

440.72 25

4.79 -8907 Aprilie 11.08 -6135

Mai 16.74 -3640 Iunie 19.98 -2212 Iulie 22.04 -1305

August 21.3 -1631

Septembrie 16.74 -3640

Octombrie 10.89 -6219 Noiembrie 5.13 -8757

3.2. Calculul transferului de căldură ventilaţie

Fluxul pierdut-primit de către clădire prin ventilare este calculată cu relaţia :

)]-(*[ kintr,i1

, θθφ ∑=

=n

kkvV H (6)

HV,k - coeficientul de transfer prin ventilare datorat aerului refulat în zona z, prin elementul k, [W/K];

θintr,k - temperatura de introducere (refulare) a aerului proaspăt [oC];

vaaV VcH **ρ= (7) ρa ca - capacitatea calorică a aerului refulat poate fi considerată cu valoarea de 1200 J/m3K

Vv – debitul de aer proaspăt [m3/s]


Debitul de aer proaspăt s-a calculat pentru categoria de ambianţă II - nivel normal recomandat clădirilor noi sau renovate. Acesta corespunde unei categorii de calitate a aerului interior IDA 2, pentru o calitate medie a aerului interior. [4]

BqAqNV ppersv ** += (8)

unde: Npers – numărul de persoane; Npers =66;

qp – debitul de aer proaspăt pentru o persoană, [l/s/pers sau m3/h/pers]; qp =25 m3/h/pers pentru fiecare ocupant, în mediu în care nu se fumează;

A – aria suprafeţei pardoselii [m2], A=675 m2 (pentru întreaga clădire) ;

qB – debitul de aer proaspăt, pentru 1 m2 de suprafaţă, [l/s/m2 sau m3/h/m2]; qB =2,52 m3/(h*m2) pentru clădirile puţin poluate;

Pierderile de căldură prin ventilare se modifică în funcţie de temperatura de introdcere a aerului proaspăt, deci se calculează pentru fiecare caz studiat.

Folosind metoda lunară, transferul de căldură prin transmisie şi cel prin ventilare (dacă θintr=θe) apar ca pierderi de căldură chiar şi în perioada de vară. Prin intoducerea unei convenţii de semn, aceste pierderi sunt negative(tabelul 2), deşi în metodă se consideră θi>θe.

3.3. Calculul aporturilor de căldură ale surselor interne

Energia datorată surselor interne de căldura se calculează insumând căldura degajată de ocupanţi, de aparatura electrică şi cea provenită de la iluminat, acestea fiind sursele cele mai importante de căldura pentru clădirea de birouri considerată.

ileapocnt φφφφ ++= ,i (9) Fiecare flux de căldură s-a calculat ţinând seama de programul de funcţionare, şi anume 8 ore/zi pentru persoane şi aparatură electronică şi 4 ore/zi ăentru iluminat, 5 zile/săptămână.

Căldura degajată de ocupanti s-a calculat considerând o degajare de 75 W/persoană, (deoarece metodologia MC001 utilizează doar căldura sensibilă):

WpersWN persoc 57.117875*

248*/75* ==φ (10)

Căldura degajată de aparatura electronică s-a calculat considerând o degajare de 100 W/aparat:

WpersWN eapeap 43.157175*

248*/100*,, ==φ (11)

Căldura degajată de iluminat s-a calculat considerând o degajare de 10 W/mp, aria totală a clădirii Atotală =6755 m2:

WmWAtotalail 82.80375*

244*/10* 2 ==φ (12)

Aporturile interioare totale sunt Фint = 3553,82 W.

3.4. Calculul aporturilor solare

Fluxul de caldură datorat aporturilor solare din zona “k” este:

kcerkfksksksuks FIAF ,,,,,, *** φφ −= (13) Fsu,k - factor de reducere a aporturilor solare datorită umbririi prin elemente exterioare, a ariei de captare efectivă corespunzătoare suprafeţei k;


As,k - aria de captare efectivă a suprafeţei k, [m2];

Is,k - radiaţia solară totală integrată pe perioada de calcul, [W/m2];

Ff – factor de formă dintre cladire şi bolta cerească (1 pentru terasă, 0,5 pentru un perete exterior);

Фcer - fluxul de căldură datorat transferului de căldură prin radiaţie către bolta cerească, [W/m2];

Aria de captare efectivă a radiaţiei solare pentru elemente vitrate

( ) 33.23*1**, =−= FtuFS AFFA τ (14) Aria de captare efectivă a radiaţiei solare pentru elemente opace (perete, terasă)

ppseppps AURA *** ,, α= (15)

Radiatia termică înspre cer

cereerpppcer hAUR −Δ= θφ **** , (16)

hr,e – coeficient de transfer de căldură prin radiaţie la exterior, [W/m2K] ; 55h re =ε∗= W/m².K

cere−Δθ - diferenţa medie de temperatură dintre aerul exterior şi temperatura aparentă a bolţii

cereşti, [ºC]; se consideră C11ocere =θΔ −

4. Calculul necesarului total de energie pentru răcire. Studii de caz.

4.1. Cazul 1 - Debitul de aer proaspăt este introdus cu temperatura interioară de calcul

Datorită faptului că aerul proaspăt este introdus cu temperatura interioară de calcul, coeficientul de transfer Hv şi energia disipată prin ventilare Φv sunt nule.

Pe baza bilanţului energetic la nivelul clădirii, pentru fiecare lună cu o posibilă climatizare, se calculează „temperatura de echilibru” θem care reprezintă valoarea temperaturii exterioare la care aporturile de căldură de la sursele interioare şi exterioare (soare) sunt egale cu pierderile prin transfer (prin transmisie QT şi aer de ventilare QV), calculate pentru temperatura interioară de calcul pentru climatizare:

VT

siem HH

)(*int

+

+−=

φφηθθ (17)

Sezonul de răcire se determină prin metoda grafică, intersectând curba de temperaturi medii lunare exterioare cu curba temperaturilor de echilibru θem. Perioada de răcire corespunde unei temperaturi θe > θem. Se citeşte pe abscisă numărul de zile din lunile în care se începe şi se termină răcirea. Astfel a rezultat că perioada necesară răcirii este 1 aprilie – 22 octombrie – 205 zile.

Fig.2 - Determinarea sezonului de răcire

0

5

10

15

20

25

mar. apr. mai iun. iul. aug. sept. oct. nov.

temp.exterioara

temp.echilibru


Energia totală necesară răcirii pe perioada sezonului de răcire este QR=23893 kWh

4.2. Cazul 2: Debitul de aer proaspăt este introdus cu temperatura exterioară

Transferul de căldură prin ventilare se calculează cu relaţiile de calcul de la subcapitolul 3.2 Tabel 3

Calculul fluxului disipat prin ventilare

Sezon de racire Hv (W/°C) θi (°C) θintr (°C) ФV (W)

Martie

1117 25

4.79 -22578

Aprilie 11.08 -15551

Mai 16.74 -9228 Iunie 19.98 -5608 Iulie 22.04 -3307

August 21.3 -4134

Septembrie 16.74 -9228

Octombrie 10.89 -15763

Noiembrie 5.13 -22198

Sezonul de răcire se determină ca şi în cazul precedent. Perioada necesară răcirii rezultată pe cale grafică este 15 iunie – 30 august – 77 zile. Necesarul de răcire calculat pe perioada sezonului de răcire este QR=5038 kWh Fig.3 - Determinarea sezonului de răcire

4.2. Cazul 4: Debitul de aer proaspăt este introdus cu temperatură variabilă

Această variaţie a temperaturii de refulare a fost posibilă prin impărţirea perioadei de timp t în două intervale (t=t1+t2), în care:

t1- perioada de timp în care debitul de aer proaspăt este introdus cu temperatura exterioră (netratat), când aceasta este mai mică de 25°C;

t2- perioada de timp în care debitul de aer proaspăt este răcit până la valoarea temperaturii interioare de calcul, când temperatura exterioară este mai mare de 25°C;

Intervalele de timp t1 si t2 au fost stabilite cu ajutorul programului de simulare Trnsys (Program de Simulare a Sistemelor Tranzitorii), în care s-au introdus caracteristicile clădirii şi toate celelalte elemente necesare pentru calculul necesarului de răcire.

În perioada de timp t2: ek,rint θ=θ , HV = 1117 W/K (calculat pentru cazul 2);

0

5

10

15

20

25


temp.exterioara

temp.echilibru


În perioada de timp t1: ik,rint θ=θ - HV = 0 (24mai – 18 septembrie) ;

Pentru a calcula sezonul de răcire este necesar să se calculeze temperatura medie exterioară de echilibru θem, pentru lunile de tranzit, şi anume mai şi septembrie. Aceasta se calculează ţinând cont de numărul de zile din luna respectivă în care intră în calcul coeficientul de transfer prin ventilare Hv.

Componenta HV intra în calcul doar pentru perioada în care ek,rint θ=θ

1 mai - 23 mai

3123*

)(*int

iemVT

s

HH +

+−=

φφηθθ (18)

19 sept - 30 sept

3018*

)(*int

iemVT

s

HH +

+−=

φφηθθ (19)

Sezonul de răcire rezultă 1 iunie - 28 septembrie – 120 zile. Necesarul de răcire aferent este QR=12044 kWh.

Fig.4 - Determinarea sezonului de răcire

5. Rezultate şi discuţii

Sezonul de răcire şi energia necesară răcirii pentru cazurile studiate sunt trecute în tabelul următor:

Tabel 4 Tabel centralizator cu diferitele cazuri studiate

Cazul studiat Date de intrare Perioada de racire Numărul de zile

Necesarul de racire pentru cladire

(kWh)

Cazul 1 θintr=θi 1 aprilie – 22 octombrie 205 23893 Npers=66

Cazul 2 θintr=θe 15 iunie – 30 august 77 5038 Npers=66

Cazul 3 θintr=var. 1 iunie – 28 septembrie 120 12044 Npers=66

În primul caz pierderile de căldură prin ventilare sunt nule şi astfel aporturile interne de căldură au o pondere mai mare faţă de cazul al doilea. Astfel aporturile mai mari decât pierderile de căldură conduc la un sezon de răcire mai mare şi un consum de energie crescut.

În cazul al doilea, când aerul proaspăt este introdus cu temperatura exterioară, se remarcă o perioadă de răcire scurtă şi o valoarea redusă a consumului de energie pentru răcirea clădirii. Acest lucru se datorează faptului că metoda lunară operează cu temperaturi medii exterioare lunare care sunt mai mici decât cele interioare. Prin urmare pe perioada verii este posibil să avem pierderile de căldură prin transfer, ceea ce nu corespunde cu realitatea.

Calculele realizate prin metoda lunară scapă din vedere consumurile sistemului de ventilare pentru răcirea debitului de aer proaspăt deoarece se consideră că acesta este introdus cu temperatura exterioară mai mică decât temperatura interioară de calcul tot timpul, ceea ce nu corespunde cu realitatea.

Cazul 3 în care temperatura de introducere este variabilă în funcţie de valoarea temperaturii exterioare este cel mai economic. Se remarcă o scădere aproape la jumătate a perioadei de răcire

0

5

10

15

20

25


temp.exterioara

temp. echilibru mediata


şi a consumului de energie faţă de primul caz. Rezultatele obtinute in acest studiu de caz se apropie mult mai mult de realitate decât cele din studiul de caz 2 deoarece nu mai sunt introduse pierderi de caldura prin transfer în lunile de vârf şi datorită faptului că se ia în considerare răcirea debitului de aer proaspăt în anumite perioade. Metoda lunară existentă nu permite însă stabilirea perioadelor de timp în care trebuie schimbată strategia de ventilare. În cazul de faţă s-au folosit datele obţinute cu programul de simulare Trnsys.

6. Concluzii

Studiile din această lucrare pun în evidenţă limitele de utilizare ale metodei lunare de calcul şi demonstrează importanţa unei ventilări variabile, prin automatizare. Se poate trage concluzia că metoda de calcul lunară nu reflectă procesele fizice reale din cladirile climatizate, ajungându-se la situaţii neverosimile în care dacă aerul proaspăt este introdus netratat, energia necesară pentru răcire scade. Acest lucru se datorează faptului că această metodă operează cu temperaturi medii exterioare lunare, ceea ce fac ca pe perioada verii să avem pierderile de căldură prin transfer.

Aceste rezultate fac parte dintr-un studiu mai amplu pe care autorul le-a realizat în teza de doctorat, şi anume compararea metodei lunare cu metode dinamice cu pas orar, prin simulări realizate cu programe de tipul Codyba şi Trnsys.

Bibliografie

[1] Alexandre, J. L., Silva, M., Freire, A., Rouboa, A. - General Overview of Potential Energy Savings in the Tertiary Sector in Some European Countries, 10th REHVA World Congress « Sustainable Energy Use in Buildins », Clima 2010

[2] Bertagnolio, S., André, P. - Development of an Evidence-Based Calibration Methodology Dedicated to Energy Audit of Office Buildings. Part 1: Methodology and Modeling, 10th REHVA World Congress « Sustainable Energy Use in Buildins », Clima 2010

[3] MC 001/2:2006 - Metodologia de calcul al performanţei energetice a clădirilor, Partea II "Performanţa energetică a instalaţiilor din clădiri"

[4] Standard I5:2010 – Normativ pentru proiectarea, executarea şi exploatarea instalaţiilor de ventilare şi climatizare


DETERMINAREA ZONELOR INUNDABILE PENTRU DEBITE CU DIFERITE PROBABILITĂŢI DE DEPĂŞIRE

FLOODED AREAS DETERMINATION WITH DIFFERENT DISCHARGE PROBABILITIES

Florentina IONIŢĂ1

Rezumat: Debitul de apă reprezintă principala caracteristică a unui râu care dimensionează folosirea și folosințele de apă, proiectarea și execuția construcțiilor hidrotehnice. Cunoașterea evoluției debitelor se concretizează prin identificarea și cuantificarea parametrilor hidrologici ai scurgerii, cum ar fi: debite de apă medii multianuale, debite de apă medii anuale, lunare, zilnice și orare. Determinarea debitelor maxime se face cu ajutorul curbelor teoretice de probabilitate, în ţara noastră fiind utilizate curbele de repartiţie Kriţki-Menkel şi Pearson III.

Cuvinte cheie: debit, inundație, bazin hidrografic, hartă de inundabilitate

Abstract: Water rate flow is the main river parameter that measures the use and usage of water , the design and the execution of hydraulic structures. The knowledge about the flow evolution is reflected by the identification and quantification of hydrological flow parameters such as: annual average water rate flow, monthly, daily and hourly average water rate flow. The determination of the maximum rate flow is usually performed by using theoretical probability curves, in our country being used Kriţki-Menkel and Pearson III distribution curves.

Keywords: water rate flow, flood, catchment, flood map

1. Introducere

Debitul de apă este principala mărime caracteristică a unui râu care conduce la dimensionarea folosirii și folosințele de apă, adică la soluțiile de amenajare, proiectare și execuție ale construcțiilor hidrotehnice, precum și ale planurilor de exploatare a acestora.

Cunoașterea variației debitelor de apă ale râurilor în secțiunile de interes, pe o perioadă de timp mai îndelungată, asigură posibilitatea rezolvării problemelor de bază care se pun în practica inginerească în legătură cu amenajarea și folosirea rațională a resurselor de apă.

Cunoscând evoluția debitelor se pot identifica și cuantifica parametrii hidrologici ai scurgerii pe râuri. Dintre acești parametri pot fi enumerați: debitele de apă medii multianuale, debitele de apă medii anuale, lunare, zilnice și orare. De aici se pot obține, prin prelucrări statistice, de exemplu debitele maxime de calcul cu diferite probabilități de depășire necesare analizei vulnerabilității la inundații a anumitor zone.

Primii cercetători care au scos în evidență faptul că procesele de gospodărire a apelor sunt procese stocastice au fost cercetătorii ruși S. N. Krițki și M.F. Menkel. Aceștia au demonstrat că din cauza variației debitelor cursurilor de apă nu poate exista o garanție că ele vor fi suficiente pentru satisfacerea unui anumit necesar de apă. Există posibilitatea de a determina o anumită

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcții București (PhD Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Virgil Petrescu, Universitatea Tehnică de Construcții București (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Hidraulică și Protecția Mediului (Hydraulics and Environmental Protection Department), email: [email protected]


probabilitate cu care necesarul de apă va fi satisfăcut, care în anumite condiții poate fi foarte mare, dar nu poate în niciun caz fi o certitudine [1, 2, 3].

2. Curbe teoretice de repartiție ale debitelor

În hidrologie, tipul de repartiţie teoretică este în general cunoscut din experienţa trecută. În practica hidrologică din ţara noastră sunt utilizate curbele de repartiţie triparametrice Kriţki-Menkel şi curbele de repartiţie binomială Pearson III. În principiu, legea de repartiţie teoretică se intuieşte pe baza reprezentărilor grafice ale variabilelor de selecţie; calculele se vor efectua apoi pe baza ipotezei de repartiţie teoretice admise.

Presupunând tipul de repartiţie cunoscut, se pune problema evaluării (estimării) parametrilor repartiţiei teoretice. Numai după această operaţiune repartiţia este complet determinată. Valorile parametrilor variabilei teoretice (care caracterizează populaţia statistică) sunt estimate pe baza variabilelor de selecţie (valorile înregistrate).

Curbele teoretice de probabilitate permit, în general, determinarea debitelor maxime în intervalul 0,01% - 5% în care, datorită șirului scurt de date din măsurători, nu există valori pe curba empirică [2, 4].

2.1. Curba de repartiție Krițki-Menkel

Utilizând curba teoretică Kriţki-Menkel, debitele maxime cu diferite probabilităţi de depăşire %pQ se

obţinut cu formula [1, 2, 4]:

% %p pQ K Q= (1)

unde Q este debitul mediu, iar coeficienții %pK sunt coeficienții Kriţki-Menkel care se găsesc tabelați.

2.2. Curba teoretică de probabilitate Pearson III

Valorile debitelor maxime cu diverse probabilităţi de depăşire %p se pot determina, utilizând curba teoretică Pearson III, cu ajutorul relaţiei [1, 2, 4]:

( )% %1p v pQ Q C= + Φ (2)

unde %pΦ reprezintă abaterea ordonatei curbei de probabilitate, corespunzătoare unei

probabilităţi de depăşire %p , Cv este coeficientul de variație, iar Q - debitul mediu. Valorile lui %pΦ se extrag din tabelul Foster-Rîbkin, în funcţie de Cs (coeficientul de asimetrie) şi p%. Se

menţionează că aceste valori sunt valabile pentru raportul Cs /Cv > 2.

3. Studiu de caz pentru sub-bazinul Ciucea-Vadu Criș

În articol se prezintă un studiu de caz care se referă la realizarea hărţii de inundabilitate pentru un tronson al râului Crişul Repede, cuprins între staţiile Ciucea (în amonte) şi Vadu Criş (în aval), având o lungime de aproximativ 35 km. Pornind de la şirul debitelor maxime anuale max

iQ de provenienţă pluvială înregistrate pe o perioadă de 12 de ani la stația hidrometrică Ciucea (tabelul 1) s-au calculat, conform curbelor teoretice de repartiție, debitele cu diferite probabilități de depășire.


Tabel 1 Debite maxime anuale

Nr. crt. Anul maxiQ

1 1970 202 2 1972 226 3 1979 122 4 1980 326 5 1981 316 6 1989 138 7 2001 127 8 2002 34 9 2003 31,2

10 2004 98 11 2005 123 12 2006 114

Probabilitatea de depăşire empirică se determină cu formula lui Weibull [1, 2, 4]:

100%1

iPn

=+

(3)

unde i este numărul de ordine al valorii din şirul debilelor maxime ordonat descrescător, iar n reprezintă numărul de valori din şir. Pentru şirul statistic s-au definit următorii parametri caracteristici:

- Media aritmetică a şirului:

1

n

ii

QQ

n==∑

(4)

31857,2 154,7712Q m s= =

- Abaterea aritmetică: i iQ Q QΔ = − (5)

- Coeficientul Ki: i

iQKQ

= (6)

- Abaterea medie pătratică:

( )2

1

n

ii

Q Q

nσ =

−=

∑ (7)

395,58m sσ = În cazul în care numărul de valori din șir n este mai mic decât 30, se folosește formula corectată:

( )2

1

1

n

ii

Q Q

nσ =

−=

−

∑ (8)

- Coeficientul de variație Cv:

( )

( )

( )2 2

1 12

1

11

n n

i ii i

v

Q KC

nQ n Q

σ = =

Δ −= = =

−−

∑ ∑ (9)


0,62vC Qσ= = - Coeficientul de asimetrie Cs:

( )( )

( )

( )

3 3

1 13 3

1

1 1

n n

i ii i

sv

Q Q KC

n n Cσ= =

− −= =

− −

∑ ∑ (10)

Dacă n < 100, se recomandă adoptarea unei valori în funcţie de coeficientul de variaţie: sC = 2 vC , dacă debitele maxime provin din topirea zăpezii; sC = 4 vC , dacă debitele maxime provin din ploi; sC = 3 vC , dacă debitele sunt de provenienţă mixtă.

Deoarece debitele maxime anuale înregistrate maxiQ sunt de provenienţă pluvială, coeficientul de

simetrie este: 4 4 0,62 2,47s vC C= ⋅ = ⋅ =

Pentru mărimile Cs /Cv = 4, Cv = 0,62 și pentru diferite probabilități de depășire %p s-au obținut, prin interpolare liniară, coeficienții Kriţki-Menkel %pK , folosiți la calculul debitelor maxime

%pQ cu formula (1). Rezultatele sunt prezentate în tabelul 2. Tabel 2

Debitele maxime pentru diferite probabilități de depășire (după Kriţki-Menkel)

p% Kp% Qp% 0,001 11,64 1.801 0,01 8,07 1.250 0,03 6,64 1.028 0,05 6,00 929 0,1 5,27 815 0,3 4,22 653 0,5 3,80 588 1 3,25 504 3 2,49 385 5 2,14 332

10 1,74 269 20 1,35 208 25 1,23 190 30 1,13 175 40 0,97 150 50 0,84 131 60 0,74 115 70 0,64 99 75 0,59 91 80 0,54 84 90 0,43 66 95 0,36 56 97 0,32 49 99 0,26 40

99,5 0,23 36 99,7 0,21 33 99,9 0,18 28

Pentru a calcula debitele maxime cu ajutorul curbei teoretice de probabilitate Pearson III, din tabelul cu valorile abaterilor curbei de asigurare %pΦ (după Foster-Râbkin) și considerând Cs = 2,47, s-au obţinut prin interpolare liniară valorile mărimii %pΦ . Apoi, s-au calculat debitele maxime %pQ cu diverse probabilităţi de depăşire p% cu formula (2). Rezultatele sunt prezentate în tabelul 3.


Tabel 3

Debitele maxime pentru diferite probabilități de depășire (Pearson III)

p% Φp% Qp% 0,01 6,56 782

1 3,81 519 3 2,61 404 5 2,01 347

10 1,24 273 20 0,51 203 25 0,28 181 30 0,11 165 40 -0,15 140 50 -0,36 121 60 -0,51 106 70 -0,62 96 75 -0,67 91 80 -0,71 87 90 -0,78 81 95 -0,80 78 97 -0,81 77 99 -0,81 77

99,9 -0,81 77

În figura 1 s-au reprezentat valorile debitelor maxime %pQ cu diferite probabilităţi de depăşire p% după rezultatele prezentate în tabelele 1 și 2. Analizând aceste curbe rezultă faptul că pentru probabilităţi inferioare lui 0,1%, debitele maxime obţinute utilizând curba Kriţki-Menkel sunt mai mari decât debitele rezultate din curba Pearson III, respectiv debite mai defavorabile în analiza ulterioară a zonelor inundate.

Fig. 1 – Curbele de probabilitate Kriţki-Menkel şi Pearson III

După obținerea debitelor cu diferite probabilităţi de depăşire, s-a procedat la modelarea hidrodinamică cu ajutorul programului de calcul MIKE 11 [5].


Simularea numerică s-a realizat considerând următoarele condiții la limită: în amonte - debitele cu diferite probabilităţi de depăşire, iar în aval - cheia limnimetrică înregistrată la staţia Vadu Criş.

Hărţile de inundabilitate generate pentru debitele considerate indică zonele inundate la debitele respective, suprapuse peste debitul maxim cu probabilitatea de depășire 0,1% (fig. 2 – 5). Aceste hărți au fost obținute în format *.dfs2, urmând procedura de transformare ASCII GRID → GRID → SHP, până la introducerea în GIS-ul care conține modelul numeric al terenului sau hărțile ortofoto de fundal.

Fig. 2 – Harta de inundabilitate pentru Q0,1%

Fig. 3 – Harta de inundabilitate pentru Q1% suprapus peste Q0,1%

Fig. 4 – Harta de inundabilitate pentru Q5% suprapus peste Q0,1% și Q1%


Fig. 5 – Harta de inundabilitate pentru Q10% suprapus peste Q0,1% , Q1% și Q5%

Din analiza hărților de inundabilitate se constată faptul că la debite cu probabilitatea sub 1%, zonele afectate de inundații includ mai multe localități, precum Negreni, Bucea, Lorău, Bratca și Suncuiuș, pentru care s-ar impune luarea unor măsuri de protecție structurale și/sau non-structurale.

4. Concluzii

Rolul determinant în geneza undelor de viitură revine factorilor climatici și meteorologici, fără a se neglija factorii antropici.

Acești factori generează creşterea nivelurilor și a debitelor râurilor peste valorile medii multianuale, ceea ce conduce la revărsarea apelor în arealele limitrofe.

Analiza statistică este un instrument deloc de neglijat în hidrologie. Astfel, prin prelucrări statistice ale datelor din fondul hidrologic, ceea ce reprezintă o selecție, se pot obţine mărimile caracteristice pentru populația statistică, în principal, parametrii necesari pentru dimensionarea lucrărilor hidrotehnice – debite și niveluri. În practica hidrologică din ţara noastră sunt utilizate curbele de repartiţie triparametrice Kriţki-Menkel şi curbele de repartiţie binomială Pearson III.

Bibliografie

[1] Drobot, R. - „Bazele statistice ale hidrologiei” – Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1996 [2] Mociornița, C., Stanciu, P., Stanciu, A., Mătreață, S. – „Intrucțiuni pentru calculul debitelor maxime în bazine

mari”, - Editura INMH, București, 1997 [3] Șelărescu, M., Podani, M. - „Apărarea împotriva inundaţiilor” – Editura Tehnică, București, 1993 [4] Danchiv, A., Stematiu, D. – „Metode numerice în hidrogeologie” - Editura Didactică şi Pedagogică, București,

1997 [5] ***MIKE 11 – A modelling system for rivers and channels – User guide – DHI – Agern Alle 5, DK-2970

Horsholm, Denmark, 2003


OPERAREA STAŢIILOR DE EPURARE COMPACTE

COMPACT WASTEWATER TREATMENT PLANT OPERATION

Anca MINESCU1

Rezumat: Utilizarea staţiilor de epurare compacte este impusă de necesitatea rezolvării problemei epurării apelor uzate pentru aglomerări reduse (< 5 000 L.E.) sau care nu sunt incluse unei aglomerări ce are staţie de epurare. Lucrarea prezintă principalele aspecte necesare la operarea unei instalaţiilor compacte de epurare.

Cuvinte cheie: denitrificare, nitrificare, microbiologie, apă uzată

Abstract: Using compact wastewater treatment plants is imposed by the necessity to resolve wastewater treatment problems for small communities (< 5.000 P.E.) that are not included into an agglomeration having a wastewater treatment plant. The paper presents the aspects used for compact wastewater treatment plant operation.

Keywords: denitrification, nitrification, microbiology, wastewater

1. Introducere

Studiul tehnologiei staţiilor de epurare de capacitate mică este impus de obiectivele asumate de ţara noastră În conformitate cu Tratatul de Aderare.

Conform Programului Operaţional Sectorial pentru infrastructura de Mediu (POS Mediu), Axa Prioritară 1 În România este „Extinderea şi modernizarea sistemelor de apă şi apă uzată” şi are ca obiective: asigurarea serviciilor de apă şi canalizare la tarife accesibile; asigurarea calităţii corespunzătoare a apei potabile În toate aglomerările umane; Îmbunătăţirea calităţii cursurilor de apă; Îmbunătăţirea gradului de gospodărire a nămolurilor provenite de la staţiile de epurare a apelor uzate.

1.1. Stadiul tehnologic actual al staţiilor de epurare compacte

Epurarea apelor uzate este un proces complex, alcătuit din etape succesive, care constituie fiecare un proces independent. Pe fondul dezvoltării zonelor de locuit, prin atenţia acordată calităţii mediului şi având în vedere noile cerinţe din ce în ce mai restrictive, atât cu privire la emisiile de substanţe poluante, cât şi la controlul acestora, colectarea şi evacuarea apelor uzate În mediul natural pentru comunităţile mici a devenit o problemă de actualitate.

Principalele considerente tehnico – economice ce trebuie avute în vedere la proiectarea staţiilor de epurare de capacitate mică, sunt:

- construcţie simplă preuzinată şi uşor de montat; - siguranţă În exploatare; - costuri de investiţie şi exploatare; - consum de energie; - personal pentru exploatare ; - automatizarea proceselor tehnologice; - spaţiu ocupat;

1 Drd.ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD student, engineer, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydraulic Development), e-mail: [email protected]). Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Marin Sandu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnica(Faculty of Hydraulic Development)


1.1.1. Procedee de epurare intensive Cele mai utilizate procedee de epurare in staţiile de epurare urbane/ rurale sunt cele intensive care implică procese biologice. Principiul pe baza căruia funcţionează acestea este operarea pe o suprafaţă redusă cu procese intensive de transformare şi degradare a materiei organice.

Sunt utilizate trei tipuri de procedee intensive:

1. Procedee cu namol activat Procesul constă În degradarea aerobă a materiilor organice de către biomasa În suspensie urmată de separarea apei epurate de nămol.

Staţia de epurare cu nămol activat presupune următoarele trepte:

- Epurare primară;

- Epurare biologică cu nămol activat (bazine de aerare);

- Decantare secundară (şi recirculare nămol);

- Evacuare efluent;

- Procesarea nămolului rezultat din decantoarele primare si a nămolului În exces. Proiectarea bazinelor de epurare cu nămol activat presupune adoptarea parametrilor:

- Încarcare masică (F/M): < 0,1 kg CBO5/kg MLVSS,zi;

- Încarcarea volumică: < 0,35 kg CBO5/m3,zi;

- Concentraţia namolului: 4 000 – 5 000 mg MLVSS/l;

- Timp de retenţie (THR): 24 ore (aerare prelungita);

- Necesarul de oxigen: 1,8 kg O2/ kg CBO5 eliminat;

- Putere de mixare: 30 – 40 W/m3 pentru aeratoarele de suprafaţă de tip turbină; 3 – 10 W/m3 pentru mixere;10 – 20 W/m3 pentru sistemele de aerare cu bule fine.

Prin procesul de epurare cu namol activat cu aerare prelungita poate fi degradat până la 95% din CBO5 influent.

2. Filtre biologice sau biodiscuri

Principiul de operare a filtrelor biologice constă in trecerea apei uzate care a fost decantată În prealabil printr-un strat cu piatră poroasă sau medii din material plastic ce servesc ca suport pentru ataşarea microorganismelor. Aerarea se realizează prin aspiraţie naturală sau prin ventilaţie forţată. Materiile poluante din apa uzată şi oxigenul din aer difuzează prin filmul biologic şi sunt asimilate de către microorganisme.[1]

O altă tehnologie ce poate fi utilizată pentru fixarea bacteriilor este cea cu discuri rotative. Dezvoltarea microorganismelor are loc pe aceste discuri cu formarea unui biofilm (figura 1.a.b).

Discurile sunt parţial imersate, rotaţia acestora permiţând biomasei sa fie oxigenată.

Pentru acest tip de instalaţie sunt necesare următoarele:

- creşterea graduală a vitezei de rotaţie pentru a evita desprinderea biomasei de pe discuri;

- marime suficientă a suprafeţei discurilor;

În tabelul următor sunt prezentate criteriile de proiectare pentru biodiscuri.


Tabel 1

Criterii de proiectare pentru biodiscuri.

Nr. Crt. Concentraţia impusă În efluent (mg CBO5/l)

Încărcare organică (g CBO5/ m2,zi)

1 ≤ 35 9 2 ≤ 25 7

Fig. 1 - a.Schema staţiei de epurare cu biodiscuri [2]; b. Biodiscuri: principiu de funcţionare. [2].

Pentru aglomerări de 1 000 L.E. prin aplicarea unei încărcări organice de 9 g CBO5/m2,zi, suprafaţa efectivă de dezvoltare a biomasei va fi de 3 900 m2.[1][2]

3. Tehnici de filtrare biologica avansată: Acest tip de tehnologie presupune filtrarea prin membrane imersate. Pentru separarea nămolului biologic de apă se utilizeaza module de filtrare cu membrană (U.F.). Acest tip de separare apă/nămol este utilizat pentru obţinerea unei eficienţe ridicate privind calitatea apei epurate şi de asemenea pentru a obţine un nămol biologic uşor deshidratabil.

Utilizarea acestor tipuri de tehnologii presupune costuri de investiţie şi exploatare mari.

1.1.2. Procedee de epurare extensive

Procedeele de epurare extensive implică procese ce conduc la purificarea apei prin utilizarea biomasei în suspensie sau fixate care utilizează energia solară pentru a produce oxigenul prin fotosinteză. Aceste instalaţii pot fi operate fară energie electrică, cu excepţia lagunelor aerate pentru care este nevoie de energie pentru alimentarea suflantelor.

Aceste tehnologii se deosebesc de tehnologiile intensive anterioare şi prin faptul că încărcarea aplicată pe unitatea de suprafaţă este mult mai mică. Procedeele extensive de epurare au fost dezvoltate în mai multe ţări, în general pentru aglomerări sub 500 L.E. (Franţa, Germania, Marea Britanie). Acestea conduc la efluenţi care se încadrează în limitele impuse de Directiva Europeană 91/271/CEE din 21 Mai 1991 .

Sistemele de epurare de tip wetland reproduc procesele din cadrul ecosistemelor naturale. Gradul mare de heterogenitate şi diversitatea plantelor, solurilor şi tipurile de debite de apă uzată conduc la o mare varietate a metodelor posibile:[3]

- sisteme la care curgerea poate fi orizontală sau verticală printr-un mediu filtrant; - sisteme fără curgerea apei la suprafaţa (lagune naturale); - foarte rar, sisteme de irigare plante (salcii, păduri cu tăieri frecvente) pentru a completa

epurarea prin filtrare finală.

Efluent


Pentru toate sistemele de tip wetland următoarele mecanisme de reducere a concentraţiilor de poluanţi pot fi întâlnite:

1. Mecanisme fizice: filtrare în zona poroasă şi în zona rădăcinilor; sedimentarea suspensiilor şi a materiilor coloidale în lagune;

2. Mecanisme chimice: precipitarea sau co-precipitarea în compuşi insolubili (N şi P); adsorbţia pe substrat sau plante (N,P,metale); descompunerea de către radiaţiile UV (virusuri, bacterii), oxidarea şi reducerea (metale);

3. Mecanisme biologice: degradarea materiilor organice, nitrificarea în zonele aerobe şi denitrificarea în zonele anaerobe; pentru sistemele fără curgere a apei la suprafaţă, procesele aerobe au loc la suprafaţă în timp ce procesele anaerobe au loc în depozitele create la adâncime. Dezvoltarea algelor ataşate (fitoplancton) alimentează cu oxigen, pe calea fotosintezei, bacteriile aerobe;

Dintre procedeele de epurare extensive utilizate în ultimii ani se pot menţiona: culturi fixate pe medii fine, filtre plantate cu stuf (figura 2), sisteme wetland, lagune naturale, lagune aerate.

Fig. 2 - Staţie de epurare cu filtre plantate cu stuf.[4][5]

Tabelul următor prezintă eficienţele de eliminare a poluanţilor utilizând diferite sisteme extensive de epurare.

Tabel 2

Eficienţe ale procedeelor extensive de epurare.[6]

Nr. Crt. Tipul tehnologiei Materii organice NTK PT Încărcare

microbiană

1 Infiltrare-percolare Eficienţă ridicată Eficienţă ridicată Eficienţă scăzută Dacă este special proiectată

2 Sisteme cu stuf şi curgere verticală Eficienţă ridicată Eficienţă ridicată Eficienţă scăzută Eficienţă scăzută

3 Sisteme cu stuf şi curgere orizontală Eficienţă ridicată Nitrificare slabă Eficienţă scăzută Eficienţă scăzută

4 Lagune naturale Eficienţă medie Eficienţă ridicată Eficienţă ridicată În primul an Eficienţă ridicată

5 Lagune cu macrofite Eficienţă medie Eficienţă ridicată Eficienţă ridicată În primul an Eficienţă ridicată

6 Lagune aerate Eficienţă medie Eficienţă medie Eficienţă scăzută Eficienţă scăzută


2. Operarea staţiilor de epurare compacte

2.1. Monitorizarea staţiilor de epurare compacte

Parametrii de calitate ai apei uzate influente/efluent în/din staţia compactă de epurare sunt variabili. Din acest punct de vedere culegerea de date trebuie considerată ca o operaţie statistică de selecţie în vederea estimării unor valori tipice, care reprezintă cel mai relevant procesele de epurare.

Culegerea acestor tipuri de date este un proces complex care include două aspecte importante:

a) determinarea prin măsurători efective, cu mijloace de măsură manuale sau automate, a indicatorilor de calitate;

b) înregistrarea datelor obţinute În scopul prelucrării, stocării şi valorificării.

Un rol important în aprecierea cât mai corectă a calităţii apei îl are stabilirea punctelor reprezentative pentru recoltarea probelor. Criteriile de selectare a acestora pot fi diferite de la o situaţie la alta, dar există o serie de consideraţii general valabile:

a) amplasarea secţiunilor În imediata apropiere a punctelor de măsură a debitelor în scopul corelării datelor calitative cu cele cantitative;

b) se aleg numai puncte În care se constată modificări esenţiale ale calităţii apei.[7]

2.1. Studiu de caz

În Laboratorul de Alimentări cu Apă şi Canalizări al Catedrei de Inginerie Sanitară şi Protecţia Apelor a fost pusă În funcţiune o instalaţie pilot de epurare cu următoarele caracteristici:

- Debit influent: 0,6 ... 1,2 m3/zi;

- Locuitori deserviţi: 4 – 6 L.E.;

Într–un recipient se realizează prin pereţi despărţitori şi sisteme hidraulice: zone denitrificare, zone nitrificare şi decantare secundară.[8]

Instalaţia pilot de epurare a funcţionat continuu o perioadă de 9 luni şi s-au monitorizat următorii parametrii: calitatea apei uzate influente, calitatea efluentului, stabilitatea în timp a proceselor de nitrificare – denitrificare, eliminarea biologică a fosforului.

Există numeroşi factori ce pot influenţa funcţionarea optimă a proceselor de epurare cu nămol activat. Majoritatea sunt asociate cu tipul şi calitatea substratului (tipul de apă uzată) dar şi cu parametrii adoptaţi la proiectare şi cu modul de exploatare al sistemelor de epurare biologică.

Probleme de operare întâlnite : - umflarea nămolului: este influenţată de prezenţa bacteriilor filamentoase în flocoanele de nămol;

acestea inhibă procesul de sedimentare al nămolului şi deci şi calitatea apei epurate; o metodă utilizată pentru distrugerea acestor tipuri de bacterii este clorinarea nămolului umflat (clorinare la suprafaţă);

- apariţia spumei la suprafaţa reactoarelor biologice: este influenţată de 2 tipuri de organisme filamentoase (Microthrix parvicella şi Nocardia spp); apariţia acestor bacterii este legată de prezenţa grăsimilor , a temperaturilor ridicate (≥ 18 °C) şi a unui nămol cu o vârstă mai mare de 9 zile; eliminarea a acestor tipuri de bacterii se realizează prin îmbunătăţirea eficienţelor În faza proceselor de separare a grăsimilor şi pulverizarea unei soluţii de hipoclorit de calciu (Ca(ClO)2);

- flotarea nămolului este Întâlnită mai ales în cadrul zonei de denitrificare (transformarea azotaţilor în azot molecular prin forma intermediară azotit); acest fenomen diferă de umflarea nămolului


prin prezenţa bulelor fine de gaz ataşate de nămolul flotant; pentru depăşirea acestor probleme se va mări recircularea nămolului.[9]

Deficienţe ale instalaţiei de epurare:

- eficienţa redusă a sistemului de sitare (corpurile şi materiile plutitoare ajung până în decantorul secundar şi pot periclita funcţionarea sistemului de recirculare a nămolului);

- debitul de recirculare a nămolului nu poate fi măsurat; este reglat aleatoriu;

Concluzii

În lucrare sunt prezentate:

- tehnologii extensive de epurare de actualitate (filtre plantate cu stuf, culturi fixate pe mediu fin, tehnologii wetland, lagune naturale, lagune aerate); sunt prezentate avantajele acestor tehnologii şi eficienţele de eliminare a substanţelor poluante;

- tehnologii intensive de epurare (filtre biologice, bazine de aerare, bioreactoare cu funcţionare secvenţială); sunt prezentaţi parametrii de dimensionare recomandaţi precum şi avantajele acestor tipuri de tehnologii.

Experimentele ” in situ” efectuate pe o instalaţie pilot de epurare de capacitate N= 4 – 6 L.E. au condus la următoarele concluzii:

- instalaţia de epurare realizează eliminarea substanţelor organice (CBO5) cu eficienţe cuprinse între 92,1 – 95,8 %; gradul de epurare al compuşilor pe bază de azot este ≥ 88,3 %;

- eliminarea materiilor totale în suspensie se realizează cu eficienţe ≥ 85%;

- eliminarea fosforului se realizează doar biologic;

- consumuri energetice ale instalaţiei de epurare sunt cuprinse între: 1,0 ... 1,4 kWh/m3 apă epurată.

Bibliografie

[1] Racoviţeanu, G., Vulpaşu, E., Racoviţeanu M.R. – Comparaţie între procedeele de epurare extensive şi intensive pentru comunităţi mici (500 – 5.000 p.e.), Conferinţa Tehnico – Ştiinţifică: Dezvoltarea sistemelor de alimentare cu apă şi canalizare în comunităţi rurale, EXPO APA, Bucureşti, iunie 2010.

[2] Cooper et al., P.F. Cooper, G.D. Job, M.B. Green and R.B.E. Shutes – Reed beds and constructed wetlands for wastewater treatment, WRc Publications, Medmenham, Marlow, United Kingdom,1996.

[3] Cooper P., Griffin P. – A review of the design and performance of vertical-flow and hybrid reed bed treatment systems, Water Science and Technology 40, 1999.

[4] Boutin C., Duchène P., Liénard A. – Filières adaptées aux petites collectivités, Document technique FNDAE no°22, 1997.

[5] Boutin, C., Iwema, A., Liénard, A., Merlin, G., Molle, P. – Traitement des eaux usées domestiques par marais artificiels: état de l’art et performances des filtres plantés de roseaux en France, Ingenieries No. special, 2004.

[6] International Office of Water – Office of publications of the European Community – Extensive westwater treatment processes adapted to small and medium sized communities ; http://www.oieau.org, 2001.

[7] Călin, A. – Epurarea avansată a apelor uzate – Staţii compacte de capacitate mică, Teză de doctorat, UTCB, 2008.

[8] Minescu, A. – Raport de cercetare II: Studii privind operarea staţiilor de epurare de capacitate redusă, octombrie 2010.

[9] Minescu, A. – Wastewater treatment plant operation. Pilot studies, 1th Danube – Black Sea Regional Young Water Professionals Conference, Bucharest, june 2011.


TUBURI HIBRIDE METAL/PAFC, CU SECŢIUNEA PĂTRATĂ CU PEREŢI SUBŢIRI, SUPUSE COMPRESIUNII AXIALE: PROIECTARE ŞI

TESTE EXPERIMENTALE

COMPOSITE METAL/CFRP SQUARE TUBES SUBJECTED TO AXIAL CRUSHING: DESIGN AND EXPERIMENTAL TESTS

Alexandru MOLDOVEANU1

Rezumat: Materialele polimerice armate cu fibre de carbon (PAFC) au fost utilizate cu succes în ultimii zeci de ani la reabilitarea structurilor existente, cât și la construirea unor structuri noi, conferind în acest sens, o opțiune atractivă la materialele clasice. În mod tradițional, ele au început prin a fi aplicate elementelor din beton armat, însă, recent, inginerii structuriști au arătata un interes crescut față de aplicațiile ce includ structuri portante metalice (oțel, aluminiu, oțel inoxidabil). Secțiunile hibride aluminiu-PAFC, pătrate cu pereți subțiri, combină beneficiile raportului mare rezistență/greutate al compozitului fibre-rășină, cât și al mecanismului plastic de cedare ductil și stabil al metalului, pentru a forma tuburi hibride ce prezintă rezistențe foarte înalte, dar și caracteristici de absorbție a energiei de impact. Articolul prezintă teste experimentale efectuate asupra unor tuburi din aluminiu cu secțiune pătrată cu pereți subțiri, ranforsate cu pânze PAFC, ce se deformează axi-simetric sub încărcări de compresiune cvasi-statice.

Cuvinte cheie: tuburi din aluminiu, capacitate la voalare, comportament la compresiune, ranforsare

Abstract: CFRP (carbon fibre reinforced polymer) materials have been successfully used in the last decades as an attractive option for retrofitting existing structures, as well as for new composite ones. Traditionally, they were applied to concrete elements, but recently, the structural engineers showed an increased interest towards metallic bearing components (steel, aluminum, stainless steel). Composite aluminum-CFRP square sections combine the benefits of the high strength-to-weight ratio of the fibre-resin composite and the stable, ductile plastic collapse mechanism of the metal, to form composite tubes that have high strength and energy absorption capabilities. The paper presents experimental tests regarding aluminum square hollow sections (SHS) tubes reinforced with externally bonded CFRP tissues, deforming in an axi-symetric collapse mode under quasi-static large deformation axial compression.

Keywords: aluminum tubes, buckling capacity, crushing behaviour, reinforcement

1. Introducere

În ultimii 30 de ani, materialele compozite avansate s-au dezvoltat ca o nouă generație de materiale de construcție, o alternativă atractivă a celor clasice, atât pentru structuri noi, cat și pentru consolidarea/reabilitarea clădirilor și podurilor existente.

Pentru construcțiile noi, acest tip de material este folosit pe post de armatură și/sau pentru precomprimarea structurilor de beton, dar și ca sisteme structurale inovative, realizate integral din polimeri armați cu fibre (PAF) și sisteme structurale hibride PAF/material structural clasic. Materialele compozite avansate se prezintă sub formă de pânze/țesături sau lamele/benzi, fiind

1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Doctoral Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Constructions), e-mail: [email protected] Referent de specilitate: Prof.univ.dr.ing. Chesaru Eugen, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Doctoral Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Constructii Civile, Industriale si Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Constructions)


folosite, pentru construcțiile existente, la consolidarea și mărirea performanțelor structurilor de beton, zidărie și metal.

Greutatea tehnică mică, raportul mare rezistență/greutate, rezistența la coroziune și caracteristicile non-magnetice, sunt unele dintre multele avantaje ale acestui tip de material, fapt ce trebuie să încurajeze inginerii structuriști și industria privată a construcțiilor să utilizeze materialele compozite ca o soluție la criza actuală a construcțiilor. Minusurile materialului, dintre care modulul de elasticitate mic, fenomenul de rupere prin fluaj, incertitudinea unor aspecte de durabilitate fată de unii factori de mediu și comportarea pe termen lung, au accelerat activitățile de cercetare în multe universități și institute specializate.

Consolidarea structurilor se realizează, în general, prin legarea (lipirea) țesăturilor sau lamelelor din materiale PAF de structurile existente. Dacă este necesar, acestea pot fi pretensionate. La structurile de beton, benzile PAF au grosime mică din cauza rigidității mult superioare a acestora fată de cea a betonului, în timp ce la structurile metalice, benzile trebuie să fie mai groase, deoarece rigiditatea acestora este comparabilă cu cea a metalului. Eforturile ce iau naștere în compozitele atașate structurilor metalice vor fi foarte mari, acestea trebuind să fie transmise via adezivul de legătură. Substratul de metal (în multe cazuri fiind vorba de structuri vechi) va fi în stare de uzură avansată, din cauza imperfecțiunilor de producție, coroziunii, resturilor de materiale superficiale. De aceea, pregătirea suprafeței metalului este un factor foarte important, ce conduce la o bună conlucrare a structurii existente cu materialele PAF. Alegerea metodei de aderență dintre cele două materiale este, de asemenea, importantă. O metodă evidentă de abordare a acestei probleme este aceea de a folosi un adeziv adecvat, ce se aplică pe una sau ambele suprafețe de legătură. Pentru a se asigura o tratare termică completă a PAF pe șantier, alegerea adezivului este critică.

Alegerea materialelor adecvate și a metodelor de fabricație sunt interdependente, ele având impact asupra proiectării structurale a materialelor compozite avansate. În prezent nu există standarde oficiale care să trateze subiectul consolidării structurilor metalice utilizând materiale PAF.

Compozitele avansate sunt, în general, formate din amestecul a doua faze distincte, armatura fibroasă și mediul continuu (rășină polimerică), sub numele generic de matrice, ce înglobează armatura. Fibrele au, în general, proprietăți mecanice înalte (rezistență și rigiditate) raportate la o densitate relativ scăzută. În comparație, matricea are rezistență și rigiditatea scăzute. În termeni mai simpli, fibrele și aranjamentul lor definesc proprietățile mecanice ale materialului, preluând majoritatea încărcărilor exterioare. Matricea transmite încărcările către fibre, protejează suprafața acestora și inhibă ruperile friabile asociate fibrelor casante, Hollaway[13]. Fibre – la ora actuală, pe piață, există trei tipuri de fibre ce se folosesc în industria construcțiilor, și anume : fibre de aramidă (cunoscute și sub numele de Kevlar), fibre de sticlă și fibre de carbon. Matrici – cele mai folosite rășini polimerice utilizate pe post de matrice a compozitelor avansate sunt rășinile poliesterice și rășinile epoxidice. Rezistența și rigiditatea compozitului sunt conferite de către armatura sub formă de fibre, de aceea obiectivul principal al proiectării este acela de a aranja fibrele astfel încât să poată prelua acțiunile exterioare. Fibrele aliniate pe o direcție produc materiale cu un grad înalt de anizotropie, cu rezistență și rigiditate mare în direcția fibrelor. Pe celelalte direcții aceste proprietăți scad progresiv, ajungând să fie, pe direcția perpendiculară fibrelor, comparabile cu cele ale matricii. Astfel, țesăturile/benzile sunt formate din straturi individuale unidirecționale, ce se combină într-o secvență specifică de suprapunere, aceasta fiind determinată pe considerente de proiectare. Fibrele sunt disponibile sub formă de cabluri (fascicule de filamente) ce sunt alăturate sau țesute pentru a


forma lamele, pânze și țesături ce conțin fibre sub orientări prestabilite. Ele sunt caracterizate de aranjarea specifică a fibrelor, cele mai comune modele fiind:

- Unidirecționale, unde, cel puțin 95% dintre fibre sunt aliniate în direcția 0° (direcția de aplicare a incărcărilor);

- Bi-axiale (bi-direcționale), în care fibrele sunt orientate pe direcțiile de 0° si 90°; - Înclinate, unde fibrele sunt orientate pe direcțiile +45° si -45°; - Tri-axiale, în care fibrele sunt orientate pe direcțiile de 0°, +45° si -45°; - Cvadri-axiale, unde fibrele sunt orientate pe direcțiile 0°/+45°/-45°/90°.

Cele mai răspândite aplicații ale materialelor PAF în industria construcțiilor sunt reprezentate de consolidarea și reabilitarea sistemelor structurale portante. Figura 1 ilustrează un exemplu de reabilitare a unei structuri metalice din Marea Britanie.

Fig.1 - Exemplu de reabilitare a unei structuri civile: consolidarea structurii metalice a clădirii Boots din

Nottingham [resursă online]

Mecanismul cedării axiale a secțiunilor metalice pătrate cu pereți subțiri a fost studiat în, Abramowicz[1],[2] și Meng[17]. Cercetările recente, efectuate asupra măririi performanțelor elementelor metalice cu pereți subțiri, având secțiuni pătrate Anders[3], Bambach[5]-[10] și circulare Hong[15], Teng[19]-[20] ranforsate cu PAFC, supuse compresiunii axiale, dar și asupra stâlpilor supuși flambajului global Shaat[18], au arătat beneficii semnificative în creșterea rezistenței și a rigidității elementelor metalice ranforsate cu polimeri avansați. Analize generale de ansamblu în domeniul structurilor metalice ranforsate cu PAFC, sunt date în Bakis[4], Hollaway[14] și Zhao[21].

Reamintim faptul că, peste tot în lume, studii experimentale recente au evidențiat posibilitatea măririi performanțelor portante a elementelor metalice cu pereți subțiri, supuse compresiunii, Zhao[21]. Cu toate acestea, numărul acestor experimente disponibile la ora actuală, atât din punct de vedere teoretic cat și experimental, este încă foarte mic pentru ca, pe baza lor să se poată dezvolta proceduri, normative și îndrumătoare de proiectare specifice. Astfel, utilizarea materialelor polimerice avansate armate cu fibre de carbon în zonele de compresiune ale elementelor portante, nu este pe deplin stăpânită, din cauza lipsei de modele și teste referitoare la fenomenele de delaminare și dezlipire ce apar în prezența eforturilor de compresiune.

În domeniul ingineriei civile și structurale a compozitelor, nu există la ora actuală decât foarte puține norme și specificații tehnice, dintre care BS4994:1973 (Normativ englez de proiectare a compozitelor) și, în tara noastră, normativul privind consolidarea cu fibre a elementelor structurale de beton.

Lucrarea de față prezintă studiile experimentale efectuate de către autor în cadrul INSA (Institutul Național de Științe Aplicate) din orașul Lyon, Franța, în perioada Septembrie-Noiembrie 2010, fiind o parte integrantă a Programului de Cercetare Științifică aferent cursurilor de doctorat.

Scopul principal al acestui program experimental a fost acela de a evalua comportarea la pierderea locală a stabilității elementelor din aluminiu și aluminiu+PAFC, având secțiunea


pătrată, cu pereți subțiri (SPPS). Acest obiectiv s-a atins prin determinarea următorilor parametri și caracteristici specifice:

- capacitatea portantă a elementelor cu secțiune pătrată; - energia absorbită; - curba de cedare a primului ciclu de încărcare; - mecanismul de formare a undelor caracteristice; - încărcarea medie de strivire.

2. Pierderea stabilității elementelor din aluminiu ranforsate cu PAFC

2.1. Pierderea stabilității generale (flambajul)

Flambajul unei structuri este fenomenul creșterii bruște a deformațiilor sale, atunci când încărcarea depășește o anumită valoare. O altă definiție dată în literatura de specialitate, este următoarea: este un proces în timpul căruia, o structură supusă unei acțiuni exterioare, suferă o schimbare importantă de formă, legată de efectele geometrice neliniare, Limam[16].

Fig.2 - Flambajul unor lucrări inginerești [resurse online]

Există trei tipuri de flambaj : prin bifurcare fără micșorarea rigidității, cu micșorarea rigidității și prin punctul limită, Limam[16].

Flambajul prin bifurcare cu micșorarea rigidității – este cazul structurilor cu pereți subțiri (tuburi cilindrice, rectangulare) în absența imperfecțiunilor geometrice inițiale. În punctul A, structura trece de le forma sa fundamentală (I) la o formă flambată adiacentă (II), ce este stabilă pentru F>Fcr. Pierderea de rigiditate este așa de importantă, încât noua formă nu poate să își păstreze starea de echilibru stabil decât printr-o revenire la o stare inferioară de încărcare. Ramura AA’B reprezintă zona de echilibru stabil a formei flambate, vecină cu ramura fundamentală OA. În eventualitatea existenței imperfecțiunilor în structură sau în încărcare, acestea pot să conducă la un flambaj prematur, începând cu F’cr (în cazul testelor experimentale cu încărcare impusă) sau cu F’’cr (teste cu deplasare impusă).

0

II

I

B'

AFcr

δ

F

F''cr

F'cr

A''

A'

B

Fig.3 - Flambajul prin bifurcare cu micșorarea rigidității


2.2. Pierderea stabilității locale (voalarea)

O structură cu pereți subțiri este o structură ce ocupă un domeniu de grosime `t` în jurul unei suprafețe S, denumită suprafață medie. Această caracteristică geometrică (faptul că grosimea este mult mai mică decât celelalte două dimensiuni ale lui S) permite, din punct de vedere mecanic, reducerea problemei tridimensionale a determinării deformațiilor unui mediu continuu, la o problemă bidimensională, în care, aflarea câmpului deplasărilor suprafeței medii, este suficientă pentru a descrie comportarea structurii în mod corect, Limam[16].

Fenomenul de pierdere a stabilității generale a unei bare având o anumită rigiditate la încovoiere și răsucire se produce considerând că forma secțiunii transversale rămâne neschimbată. În aceste ipoteze, capacitatea portantă a barelor nu este influențată de modificarea de formă a secțiunii elementului. Elementele de construcții metalice care sunt alcătuite din plăci (pereți) subțiri, își pot pierde local stabilitatea sub acțiunea solicitărilor, modificându-și forma și influențând rezistența și stabilitatea întregului element. Fenomenul de pierdere a stabilității plăcilor subțiri sub acțiunea unor tensiuni de compresiune se numește voalare. Pentru un anumit element, aceasta se localizează într-o anumită zonă de pe secțiune, respectiv de pe lungime; de aceea, fenomenul de voalare se mai definește și ca pierdere locală a stabilității sau flambaj local. În cazul nostru, cele patru plăci rigidizate ale elementului (rezemate pe două laturi opuse) compun o secțiune pătrată cu pereți subțiri (SPPS).

Voalarea se manifestă sub forma unor deplanări, trecându-se de la forma plană la o nouă formă spațială de echilibru. În cazul plăcilor cu un raport mare între lungime și lățime, deplanările apar sub formă de unde, având zone nodale care nu se deformează. Distanța dintre două zone nedeformate se definește ca semiundă. Fenomenul de voalare se produce când tensiunile care solicită placa au atins o valoare denumită rezistență critică de voalare (fcr) Dalban[11].

3. Teste experimentale

3.1. Programul experimental

Programul experimental efectiv a constat în 3 faze distincte, după cum urmează:

I. în prima fază s-au determinat proprietățile mecanice și comportarea caracteristică (curbele efort-deformație) ale materialului constituent, respectiv aliajul de aluminiu. Acest lucru a fost realizat prin intermediul testelor clasice de întindere uniaxiale asupra unor epruvete reprezentative, decupate din profilele cu pereți subțiri respective. Ulterior aflării parametrilor experimentali și analitici (modulul de elasticitate inițial al lui Young, efortul caracterictic 0,2% și coeficientul de formă), s-a trasat curba analitică de comportare Ramberg-Osgood și s-a comparat cu cele determinate pe cale experimentală.

II. în faza a doua s-au testat 4 tuburi din aluminiu cu secțiunea pătrată; utilizând două prese hidraulice, elementele au fost supuse compresiunii, prin intermediul unei încărcări cvasi-statice. Materialul constituent a fost același pentru toate epruvetele, dar, pentru prima, metoda de extrudare a fost diferită (o metodă de fabricație, ce a condus, cum se va vedea în continuare, la propagarea fisurilor la colturile secțiunii).

III. în faza a treia s-au testat 5 tuburi ranforsate cu PAFC, în aceleași condiții tehnologice, pentru a le determina comportamentul la pierderea locală a stabilității.

I. Materialul studiat a fost un aliaj din aluminiu ALU 5754 (A-G3). Cele 3 epruvete, sub formă de benzi de aluminiu, au fost decupate direct din profilele cu secțiune pătrată.


Mașina de testare este de tipul INSTRON (figura 4), având o deplasare impusă de 2mm/min.

Fiecare epruvetă a fost echipată cu câte două traductoare de deformații (pe ambele părți) și două extensometre.

Fig.4 - Banda de aluminiu în mașina INSTRON

II. Elementele de aluminiu neranforsate (în număr de 4) au secțiunea de tip cu pereți subțiri, pătrată, de dimensiuni 100x100x4mm și lungimea de 400mm. Materialul este, după cum a fost menționat anterior, un aliaj din aluminiu, ALU 5754 (A-G3).

III. Elementele de aluminiu ranforsate (în număr de 5) au avut aceleași dimensiuni geometrice. În plus, s-au utilizat materiale compozite avansate (fibre de carbon+rășină epoxidică) pentru a le ranforsa pe exterior, crescându-le astfel capacitățile de rezistență la pierderea locală a stabilității.

3.2. Rezultate și interpretarea rezultatelor

3.2.1. Caracteristicile materialului

Pentru fiecare specimen, s-au trasat câte două grafice: curba efort-deformație înregistrată de către extensometre, respectiv înregistrată de către traductoarele de deformație.

Pentru a afla grafic următorii parametrii Ramberg-Osgood: modulul elastic inițial ’E0’, limita elastică (efortul elastic convențional) ‘f0= σ0.2%’, pentru toate cele trei epruvete, s-a analizat zona elastică a curbelor(a se vedea tabelul 1). Parametrul de formă ’n’ a fost calculat în mod analitic.

Tabel 1

Parametrii caracteristici pentru epruvetele din aluminiu

E0 (N/mm2) σ0,2% (N/mm2) σu (N/mm2) epruveta nr.1 65.852 88 202 epruveta nr.2 61.974 81 203 epruveta nr.3 62.793 88 201

Valoarea medie 63.540 86 202

În cazul nostru, caracterizarea analitică a relației efort(σ) – deformație(ε) pentru materialul ALU 5754 poate fi realizată utilizând următoarele formule [SR EN 1999-1-1, Anexa E]:

(1)


Și pentru parametrul de formă: zona elastică

(2) zona plastică

(3)

(4)

Fig.5 - Comparație între curbele efort-deformație analitice și experimentale

3.2.2. Profilele martor (neranforsate)

Tuburile au prezentat un comportament foarte bun la pierderea locală a stabilității, caracterizat de prezența lobilor specifici pe deformata lor; astfel, s-a asigurat o absorbție eficientă de energie. Faptul că la colturile secțiunii nu au apărut fisuri (ce ar fi dus la cedarea prematură a întregului element) se datorează procesului de producție (metoda extruziunii).

În tabelul 2 sunt arătate valorile parametrilor specifici pierderii stabilității elementelor metalice neranforsate, obținuți în urma testelor experimentale:

Tabel 2

Parametrii comportării la voalare pentru secțiunile pătrate din aluminiu, neranforsate

Pu (kN) Pm (kN) Eabs (kJ) specimenul nr.1 293,58 66,32 12,07 specimenul nr.2 286,48 92,05 23,12 specimenul nr.3 285,44 93,00 23,76

specimenul nr.3 la MAN 287,40 107,39 23,39 Valoare medie 288,23 89,69 20,59

unde:

Pu – forța axială capabilă a profilului hibrid;

Pm – încărcarea medie de strivire măsurată (cvasi-statică);

Eabs – energia absorbită.


Fig. 6 - Curbele forță-scurtare axială pentru toate cele 4 specimene

3.2.3. Profilele hibride

Elementele metalice cu secțiuni pătrate cu pereți subțiri SPPS sunt larg utilizate în aplicații inginerești structurale, ce implică rezistență la încărcări statice sau capacitate de absorbție de energie. Sunt produse din metale ce acoperă o mare diversitate, ce include otelul, aluminiul și otelul inoxidabil. Tuburile din aluminiu cu pereți subțiri sunt de obicei extrudate. În ultimii zeci de ani, polimerii armați cu fibre de carbon PAFC au câștigat o largă acceptare în domeniul materialelor structurale de consolidare și mărire a performanțelor, aplicate tipic la structurile de beton, dar în ultimul timp și la structurile metalice. Structurile metalice existente pot fi consolidate sau structurile hibride noi metal-fibre pot fi utilizate pentru rapoartele lor sporite rezistență/greutate și absorbție de energie/greutate. Studiile experimentale anterioare, Bambach[10] au arătat că tuburile din aluminiu ranforsate cu fibre de carbon cedează în general într-un mod stabil, plastic axial de încrețire, similar cu tuburile de metal ductile; cu toate acestea, câteva tipuri de orientare ale fibrelor, precum și grosimi, pot conduce la moduri de cedare instabile, friabile, cum ar fi delaminarea și ruperea. Stratul de ranforsare compozit (țesătură PAFC) a avut o influență benefică asupra fenomenului de propagare a fisurilor la colturile secțiunii și anume inhibându-l. Deoarece tuburile au fost ranforsate doar cu un strat de țesătură compozită, modul de cedare al PAFC a fost dezlipirea și ruperea în zona de colț. Această observație este validă pentru toate tuburile. În timpul deformării axiale mari, nu se menține o adeziune perfectă între țesătură PAFC și suprafața de aluminiu, spre deosebire de tuburile din otel și otel inoxidabil, Heinberg[12]. În cursul procesului de strivire prin deformații mari, țesătura PAFC a suferit dezlipiri fată de lobul inițial al tubului (ce s-a dezvoltat la capete), striviri și rupturi la colturi și în unele cazuri, la exteriorul lobilor. În tabelul 3 sunt arătate valorile parametrilor specifici pierderii stabilității elementelor metalice ranforsate, obținuți în urma testelor experimentale.

Tabel 3 Parametrii comportării la voalare pentru sec�iunile pătrate din aluminiu, ranforsate

Pu (kN) Pm (kN) Eabs (kJ) specimenul nr.1 337,64 166,90 28,74 specimenul nr.2 356,26 148,77 36,24 specimenul nr.3 314,64 128,13 27,71 specimenul nr.4 333,8 121,00 24,81 specimenul nr.5 318,32 131,41 14,96 Valoarea medie 332,12 139,24 26,49


unde:

Pu – forța axială capabilă a profilului hibrid

Pm – încărcarea medie de strivire măsurată (cvasi-statică)

Eabs – energia absorbită.

Fig.7 - Curbele forță-scurtare axială pentru toate cele 5 specimene

4. Concluzii

Comparând tabelul 2 cu tabelul 3, se pot trage următoarele concluzii: - capacitatea portantă a tuburilor ranforsate (încărcarea maximă) se mărește doar cu 12% în

comparație cu capacitatea tuburilor neranforsate. Se presupune că, odată cu creșterea numărului de straturi compozite, capacitatea portantă se va mări. Pentru a dovedi această ipoteză, este necesar un studiu parametric;

- încărcarea medie preluată de elemente a crescut cu 54%, demonstrând o ameliorare substanțială a comportamentului de ansamblu a elementelor, atât în zona elastică, cat și în cea plastică;

- cantitatea de energie absorbită a crescut cu 29%; țesăturile PAFC au un impact major în aplicațiile dinamice.

Bibliografie

[1] Abramowicz W., Jones N. “Dynamic progressive buckling of circular and square tubes”. Int. J. Impact Engineering 1986;4(4):234–70.

[2] Abramowicz W., Jones N. “Dynamic axial crushing of square tubes”. Int J Impact Eng 1984;2(2):179–208. [3] Anders C. “Carbon fibre reinforced polymers for strengthening of structural elements” - PhD Thesys, Lulea

University of Technology, Sweden, 2003. [4] Bakis CE, Bank LC, Brown VL, Cosenza E, Vadalos JF et al. “Fibre-reinforced polymer composites for

construction: State of the Art review”. Journal of Composites Construction, ASCE 2002; 6(2):73-87. [5] Bambach MR, Elchalakani M. “Plastic mechanism analysis of steel SHS strengthened with CFRP under large

axial deformation.” Thin-Walled Struct 2007;45(2):159–70. [6] Bambach MR, Elchalakani M, Zhao XL. “Composite steel-CFRP SHS tubes under axial impact”. J Compos

Struct 2009;87(3):282–92. [7] Bambach MR, Jama HH, Elchalakani M. “Axial capacity and design of thin-walled steel SHS strengthened with

CFRP”. Thin-Walled Struct 2009;47(10):1112–21. [8] Bambach MR “Axial capacity and crushing behavior of metal-fiber square tubes – steel, stainless steel and

aluminium with CFRP” Composites Part B 41 (2010), p.550-559. [9] Bambach M.R. “Experiments of edge-stiffened plates in uniform compression”, Thin-walled Structures 49

(2011), p.343-350.


[10] Bambach M.R. BE, PhD “Aluminium-CFRP and Stainless steel-CFRP SHS tube tests” Research Report No RR15, Monash University, April 2009.

[11] Dalban C. Dima S. Chesaru E. Serbescu C. “Construcții cu structură metalică” Editura Didactică și Pedagogică R.A. București, 1997.

[12] Heinberg R., Mander J., “Searching for a miracle: net energy limits and the fate of industrial society”. Post Carbon Institute and International Forum on Globalization, November the 13th 2009.

[13] Hollaway L.C. and Head, P.R. “Advanced polymer composites and polymers in civil infrastructure”. Oxford (UK); Elsevier (2001).

[14] Hollaway L.C. “A review of the present and future utilization of FRP composites in the civil infrastructure with reference to their important in-service properties”. Construction and Building Materials 2010, article in press.

[15] Hong WS, Zhi MW, Zhi MX, Xing WD. “Axial impact behavior and energy absorption efficiency of composite wrapped metal tubes”. Int J Impact Eng 2000;24:385–401.

[16] Limam A. ‘Flambage de coques cylindriques sous combinaison de chargements’, Thèse d’Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, 1991.

[17] Meng Q, Al-Hassani STS, Soden PD. “Axial crushing of square tubes.” Int J Mech Sci 1983;25(9–10):747–73. [18] Shaat A, Fam A. “Strengthening of short HSS steel columns using FRP sheets”. In: Advanced composite

materials in bridges and structures, ACMBS, 2004, Calgary, Alta., 20–23 July. [19] Teng JG, Hu YM. “Behavior of FRP-jacketed circular steel tubes and cylindrical shells under axial

compression”. Construct Build Mater 2007;21(4):827–38. [20] Teng JG, Hu YM. “Suppression of local buckling in steel tubes by FRP jacketing”. In: The second international

conference on FRP composites in civil engineering (CICE 2004), Adelaide, Australia, 2004. p. 749–53. [21] Zhao XL, Zhang L. “State of the art review on FRP strengthened steel structures”. Eng Struct

2007;29(8):1808–23. [22] *** SR EN 1999-1-1 ‘Eurocod 9: Proiectarea structurilor de aluminiu. Partea 1-1: Reguli generale’ [23] *** SR EN 1993-1-5 ‘Eurocod 3 :Proiectarea structurilor de oțel. Partea 1-5: Elemente structurale din plăci

plane solicitate în planul lor’ [24] *** Monitorul Oficial al României, partea 1, nr. 132 bis / 11.02.2005, “Normativ privind consolidarea cu fibre

a elementelor structurale de beton”. [25] *** BS4994:1973 “Specification for vessels and tanks in reinforced plastics”. [26] *** CNR-DT 200/2004, Rome-CNR July the 13th, 2004, “Guidelines for the design and construction of

externally bonded FRP systems for strengthening existing structures”. [27] *** EUROCOMP Design Code and Standard “Structural design of polymer composites”, Spon, London, 1996 [28] *** WORLD WIDE WEB (resurse online)


STUDIU PARAMETRIC PE UN MECANISM DISIPATIV HISTERETIC

PARAMETRIC STUDY OF A HYSTERETIC DISSIPATIVE DEVICE

Alin Constantin NEAGU1

Rezumat: Lucrarea prezintă un studiu parametric pe un nou tip de mecanism disipativ, aflat în curs de dezvoltare la Universitatea din Pisa, Italia. Această etapă de modelare numerică precede etapa de testare în laborator a mecanismului realizat la scară reală, și este necesară pentru stabilirea caracteristicilor componentelor mecanismului testat. Pornind de la un model numeric simplificat realizat în OpenSees ®, s-au dat valori numerice diferite principalilor parametrii considerați, obținându-se astfel 1890 de sisteme cu caracteristici distincte. Datele au fost apoi sortate, reprezentate grafic și rezultatele reprezentării au fost interpretate, trăgandu-se câtea concluzii.

Cuvinte cheie: sisteme cu autocentrare, disipare de energie, OpenSees, comportare histeretică sub formă de steag

Abstract: This paper presents a parametric study of a new type of hysteretic dissipative device, which is under development at the University of Pisa, Italy. This phase of numerical modelling precedes the phase of laboratory testing of the full scale dissipative device, and is required to establish the characteristics of the device components (parts). Starting from a simplified numerical model made in Open Sees®, different values were given to the main considered parameters, thus obtaining 1890 systems with distinct characteristics. The data were then sorted, graphically represented and the plotted results were interpreted, some conclusions being finally made.

Keywords: self-centering systems, energy dissipation, OpenSees, flag-shaped Hysteresis

1. Introducere

Pe plan internațional se pot remarca noi orientări date de creșterea cerințelor pentru clădiri amplasate în zone seismice, printre care și dezvoltarea de soluții de autocentrare a structurii după încetarea acțiunii seismice, conform [1-3]. Unele clădiri, deși nu s-au prăbușit în timpul evenimentului seismic, au suferit deplasări și deformații mari, ajungând mai apoi la prăbușire datorită acțiunii statice a încărcărilor permanente asupra formei deformate a structurii. Pe plan național soluții de autocentrare nu au fost încă aplicate, apelându-se până acum doar la amortizori structurali (mai multe cazuri), sau la soluții de izolare a bazei (un singur caz, corpul

Scopul lucrării de față este ca prin studiul parametric realizat să se caracterizeze comportarea mecanismului disipativ, cu identificarea principalilor parametrii și cuantificarea influenței lor în răspunsul global al mecanismului. Mecanismul disipativ este un dispozitiv original, aflat în prezent în curs de dezvoltare la Universitatea din Pisa, Italia.

2. Studiul parametric

2.1. Descrierea mecanismului disipativ

Mecanismul disipativ poate fi privit ca sistem de contravântuire (fiind montat pe diagonala cadrelor de beton armat sau metalice) și având proprietăți de disipare a energiei (similar unui

1 Preparator suplinitor ing. Universitatea Tehnică de Construcții București (Teacher Assistant, Eng., Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcții Civile, Industriale și Agricole (Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Buildings), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Mihail Ifrim, Doctor Honoris Causa al Universităţii tehnice de Contrucţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest)


disipator histeretic) și proprietăți de autocentrare (după încetarea acțiunii forțelor exterioare are loc revenirea cadrului la poziția inițială nedeformată).

Fig. 1 – Mecanismul disipativ

Din punct de vedere constructiv, mecanismul disipativ este alcătuit din trei tipuri de elemente: - elemente rigide nedeformabile (RE); - elemente pretensionate (PTE); - elemente disipative (DE).

O descrie mai exactă a alcătuirii constructive și a funcționării mecanismului disipativ este realizată în [4].

Mecanismul disipativ cu lege de comportare de forma unui steag (FSHD – “Flag shaped hysteretic device”) (Figura 2) se caracterizează prin:

- abilitatea de a-și recupera deformația finală – condiția de pretensionare internă - factorul de eficiență a recuperării deformației (β): eficient (β<1) sau ineficient (β>1) - forța de curgere (Fy) a mecanismului – depinde de nivelul de pretensionare internă - rigiditatea inițială (K0) depinde de pretensionare și de geometrie

Elemente adiționale: - elementele în care sunt localizate deformațiile plastice pot fi înlocuite - elementele disipative sunt realizate utilizând calitățile de oțel potrivite (optimizate

aplicării în condiții seismice, cu sistemul dezvoltat)

Fig. 2 - Mecanismul disipativ cu lege de comportare în formă de steag

(FSHD – “Flag shaped hysteretic device”)


2.2. Modelarea numerică în OpenSees®

Un model numeric simplificat a fost realizat, folosind OpenSees®, un software pentru dezvoltarea de aplicații de simulare a performanței sistemelor structurale și a sistemelor geotehnice supuse la acțiuni seismice. (http://opensees.berkeley.edu ). Modelul numeric a fost realizat de echipa de cercetare de la Universitatea din Pisa, Italia, condusă de prof. Walter Salvatore.

Modelul fizic aplicat a fost unul în două dimensiuni (x și y), luând în considerare trei grade de libertate (două translații și o rotire). Mecanismul disipativ s-a modelat prin 8 puncte (noduri), toate având gradele de libertate 2 și 3 blocate (translația pe direcția y și rotirea) și gradul 1 de libertate eliberat (translație liberă pe direcția x) mai puțin punctul 7, căruia i s-a blocat și translația pe direcția x. S-au definit patru tipuri de materiale, câte unul pentru elementele pretensionate, pentru elementele disipative, pentru elementele rigide și pentru modelarea contactului între părțile fixe și părțile mobile ale mecanismului, rezultând astfel 11 elemente de tip ‘truss’. Parametrii variabili ai modelului (tabelele p1 și p2) s-au citit din fișiere text dedicate, ca date de intrare. Programul calculează apoi valoarea ariei elementelor pretensionate ca:

(1)

S-a evaluat în primă fază capacitatea de deformație a întregului mecanism disipativ ca fiind valoarea minimă dintre alungirea capabilă maximă a elementelor disipative și cea a elementelor pretensionate:

(2) (3)

(4)

Fig. 3 - Legi constitutive: a. Elemente pretensionate b. Elemente disipative

Fig. 4 – a. Încărcarea sistemului b. Comportarea mecanismului


2.3. Studiu parametric

Caracteristicile sistemelor testate sunt unele comune (Tabel 1), iar altele sunt variabile de la un sistem la altul (Tabel 2).

Tabel 4

Caracteristici comune ale sistemelor testate [N/mm2] 220 [N/mm2] 1670

[-] 0.002598[N/mm2] 206000

Tabel 5

Caracteristici variabile ale sistemelor testate

Nr. crt. AreaRATEpte

[m] [m] [‐] [ ] [%] 1 1.5 0.10 0.5 1.50 25% 2 2.0 0.15 1.0 2.25 50% 3 2.5 0.20 1.1 3.75 75% 4 3.0 0.25 1.2 ‐ ‐ 5 3.5 0.30 1.3 ‐ ‐ 6 ‐ 0.50 1.4 ‐ ‐ 7 ‐ ‐ 1.5 ‐ ‐

(5)

(6)

Combinând toate valorile disponibile conform tabelului 2, s-au obținut 1890 de sisteme cu caracteristici distincte. Pentru indexarea sistemelor rezultate s-a folosit variabila „Nr.An.”, care reprezintă ordonarea crescătoare a valorilor variabilelor, în ordinea:

1. Lpte – lungimea elementelor pretensionate (5 valori distincte, între 1.50 și 3.50m) 2. Lde – lungimea elementelor disipative (6 valori distincte, între 10 și 50cm ) 3. AreaRATEpte (7 valori distincte, între 0.5 și 1.5) 4. Ade – aria elementelor disipative (3 valori distincte, între 1.50 și 3.75cm2) 5. PrestressRATE – nivelul de pretensionare inițială ( 3 valori distincte, între 25 și 50%)

Datorită cantității mari de date rezultate și pentru o mai bună înțelegere a acestora, rezultatele au fost organizate sub formă de grafice. Studiul s-a orientat către elementele considerate cele mai semnificative: energia disipată (E), forța de curgere ( ) și factorul de eficiență a recuperării deformației (β).

2.3.1. Energia disipată (E) Se poate spune că, pentru a mări cantitatea de energie disipată (figura 6):

a. trebuie redus nivelul pretensionării inițiale (PrestressRATE), (PR)

b. trebuie mărită aria elementelor disipative (Ade)

c. trebuie mărită lungimea elementelor pretensionate (Lpte)

Lungimea elementelor disipative (Lde) nu influențează direct cantitatea de energie disipată dar, atunci când este are valori mici (10 – 15 cm) și de asemenea nivelul pretensionării inițiale (PR) este tot mic (25%), cantitatea de energie disipată este redusă pentru sistemele ce au elemente pretensionate cu lungimi mari (Lpte=3.50m sau Lpte=3.00m) (curbele 1, 2 și 3 din figura 5)


Analizând figura 5 observăm că se pot obține sisteme cu performanțe similare (cel puțin din punct de vedere al cantității de energie disipată), deși au alcătuire diferită:

a. Curbele 2 (Ade=2.25cm2, PR 25%) și 4 (Ade=3.75cm2, PR 50%) b. Curbele 3 (Ade=1.50cm2, PR 25%) și 5 (Ade=2.25cm2, PR 50%) c. Curbele 6 (Ade=1.50cm2, PR 50%) și 7 (Ade=3.75cm2, PR 75%)

Fig. 5 - Variația energiei disipate funcție de nivelul de pretensionare inițială (PR), aria elementelor disipative (Ade)

și lungimea elementelor pretensionate (Lpte)

Fig. 6 - Energia disipată pentru sisteme cu AR=1.0, Lde=0.2m, Ade=2.25cm2

2.3.2. Forța de curgere (Fy)

Forța de curgere a mecanismului disipativ s-a calculat ca:

(7)

S-a decis apoi reprezentarea grafică funcție de raportul , unde:

Fy este forța la curgere a mecanismului disipativ Fyde este forța la curgere pentru elementele disipative (DE) Fypte este forța la curgere pentru elementele pretensionate (PTE)

fydeAdeFyde *= (8)

(9)

EestressRATfydeAdeeAreaRATEptFypte

Pr**= (10)

0

1.000

2.000

3.000

4.000

5.000

6.000

7.000

0 500 1000 1500 2000

Ene

rgia

[Nm

]

Nr.An.

1_Ade=3.75cmp, PR 25%2_Ade=2.25cmp, PR 25%

3_Ade=1.50cmp, PR 25%4_Ade=3.75cmp, PR 50%

5_Ade=2.25cmp, PR 50%

01.0002.0003.0004.0005.0006.0007.000

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Ene

rgia

[Nm

]

Lpte [m]

AreaRATEpte=1,0; Lde=0,20m; Ade=2,25cm2

PrestressRATE=25%

PrestressRATE=50%

PrestressRATE=75%


eAreaRATEptEestressRAT

FypteFyde Pr

= (11)

Se poate obține creșterea lui Fy prin:

- creșterea ariei elementelor disipative (Ade)

- creșterea AreaRATEpte (AR)

Se poate observa că Fy nu suferă modificări majore la:

- modificarea raportului inițial de pretensionare (PrestressRATE) (PR)

- modificarea lungimii elementelor pretensionate (Lpte)

Figura 7 reflectă faptul că sistemelor cu proprietăți de autocentrare (SCS) le corespund valori ale forței de curgere între 330 și 410 kN când Ade=3.75cm2, între 200 și 250 kN când Ade=2.25cm2 , și între 135 și 165 kN când Ade=1.50cm2.

Fig. 7 - Forța de curgere (Fy) pentru sisteme cu autocentrare (SCS) și pentru sisteme fără autocentrare (nSCS)

2.3.3. Factorul de eficiență a recuperării deformațiilor (β)

Factorul de eficiență al recuperării deformațiilor (β) este parametrul ce caracterizează sistemele cu autocentrare (SCS):

- dacă β<1 sistemul se comportă ca un sistem cu autocentrare (SCS)

- dacă β>1 sistemul nu se comportă ca un sistem cu autocentrare (nSCS)

Factorul β se calculează cu relația:

1 (12)

Fig. 8 - Corelație (β – AR)

Figura 8 demonstrează că factorul de eficiență (β) se află în strânsă legătură cu valoarea AreaRATEpte (AR): toate sistemele cu AR>1 vor avea β<1, comportându-se așadar ca sisteme

050

100150200250300350400450

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8

Fy [k

N]

Fyde / Fypte [-]

SCS, cu Ade=3.75

SCS, cu Ade=2.25

SCS, cu Ade=1.50

nSCS, cu Ade=3.75

nSCS, cu Ade=2.25

nSCS, cu Ade=1.50

0,250,500,751,001,251,501,752,002,25

0 50 100 150 200 250

β&

A

R

Nr.An.

β (Beta)


cu autocentrare (SCS). Ca marjă de siguranță, se recomandă realizarea de sisteme cu autocentrare (SCS) numai până la valori β≤0.9, deci sisteme caracterizate prin AR≥1.1, deoarece valori ale AR între 1.0 și 1.1 implică valori ale lui β mai mici dar foarte apropiate de 1.0.

Fig. 9 - Factorul β pentru Lpte=2.50m, Lde=0.20m, Ade=2.25cm2

Se remarcă așadar că factorul β depinde în cea mai mare măsură de AreaRATEpte (valorile factorului β scad la creșterea AreaRATEpte) și de nivelul pretensionării inițiale PrestressRATE (valorile factorului β scad la creșterea PrestressRATE) (figura 9).

3. Concluzii

Pornind de rezultatele de mai sus, se vor alege caracteristicile mecanismului disipativ ce va fi ulterior testat în laborator, rezultatele testelor urmând a fi comparate cu rezultatele modelului numeric.

Pentru a obține caracteristica de autocentrare a sistemului (β<1), se impune o valoare a AreaRATEpte > 1 (recomandabil AreaRATEpte = 1.1, sau mai mare). Se mai recomanda ca lungimea elementelor disipative să fie minim Lde=0.20m. Pentru celelalte trei mărimi (Lpte, Ade și PR) se va alege o combinație funcție de rezultatul dorit a se obține, știind că pentru a disipa o cantitate mai mare de energie trebuie alese valori mici pentru PR și valori mari pentru Ade și Lpte.

Concomitent se poate trece la modelarea numerică a mecanismului introdus la interiorul unor cadre de beton armat sau de oțel, și studiul comportării acestora: fie ele cadre pentru structuri noi, echipate cu disipatori de energie, fie cadre de beton armat, consolidate prin utilizarea mecanismului disipativ dezvoltat. Pentru aceasta trebuie realizate inițial studii de caz pe cadre etajate plane, având diferite geometrii (deschideri și înălțimi de nivel), și structura cadrului dimensionată conform normelor în vigoare. Din aceste studii de caz trebuie să rezulte de asemenea care sunt cele mai bune poziții de amplasare a disipatorilor. După realizarea studiilor pe cadre plane, se poate trece la studiul structurilor în trei dimensiuni, eventual luate în considerare clădiri reale ce trebuie consolidate, și studiat locul optim de amplasare al disipatorilor, numărul lor, și comparație tehnico – economică a soluțiilor propuse.

Bibliografie

[1] Christopoulos, C., Filiatrault, A., Principles of passive supplemental damping and seismic isolation, IUSS Press, Pavia, Italy, 2006

[2] Christopoulos, C., Filiatrault, A., Folz, B., Seismic response of self-centering hysteretic SDOF systems, Earthquake Engineering & Structural Dynamics, Vol.31, Issue 5, 2002

[3] Priestley, M.J.N., Calvi, G.M., Kowalsky, M.J., Displacement-based seismic design of structures, IUSS Press, Pavia, Italy, 2007

[4] Neagu, A.C., Contribuții privind utilizarea metodelor energetice în ingineria structurilor, Teza de Doctorat, București, Romania, 2011

[5] Braconi, A., Salvatore, W., Nardini, L., Experimental Testing On Vertical Elements. Dissipative Bracing Systems for R.C. Frames, Aachen, Germany, 2009

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6β [-

]

AreaRATEpte

Lpte=2,50m; Lde=0,20m; Ade=2,25cm2

PrestressRATE=25%


ASPECTE PRIVIND DIMENSIONAREA LUCRĂRILOR DE FUNDARE PE PĂMÂNTURI ÎMBUNĂTĂŢITE PRIN JET GROUTING

SOME ASPECTS CONCEARNING MODELLING FOUNDATIONS ON JET GROUTING IMPROVED SOILS

Claudia NICOLAE1

Rezumat: Lucrarea prezintă o nouă metodă de calcul al îmbunătăţirii pământurilor folosind tehnologia jet grouting utilizând metoda elementelor finite pe un model termo-mecanic cuplat. În prima parte a lucrării este descrisă metoda din punct de vedere tehnologic şi al aplicaţiilor practice în construcţii. Este prezentat modul de cuplaj numeric plecând de la legea lui Fourrier cu două schimbări de stare. Gradul de libertate temperatură este utilizat ca variabilă de control al funcţiei ce defineşte variaţia parametrilor mecanici ai pământului îmbunătăţit. Calibrarea modelului s-a realizat pornind de la parametri mecanici obţinuţi în urma prelevării în teren a unor probe dintr-o coloană injectată. Lucrarea se încheie cu un exemplu numeric de calcul al unei fundaţii directe pe teren îmbunătăţit.

Cuvinte cheie: jet grouting, modelare, cuplaj termo-mecanic

Abstract: The paper shows a new computation method for soil improvement by jet grouting technology using the finite element method on a thermal-mechanical coupled model. At fist, the improvement method from technological and practical civil engineering applications point of view is described. Then the numerical coupling method is shown, starting from Fourrier law with two phase changes. The temperature degree of freedom is used as a control variable for the function defining the mechanical parameters variation for the improved soil. Model calibration was performed starting from the samples taken in-situ from a jet grouted column. The paper ends by a numerical example for computing a direct foundation on an improved foundation ground.

Keywords: jet grouting, modelling, thermal-mechanical coupling

1. Introducere

Începutul anilor 70 a reprezentat începutul cercetărilor şi promovării făcute de specialiştii japonezi şi cei din ţările scandinave, independent, a unei noi tehnici de execuţie a unor coloane sau ecrane verticale/orizontale mulate în teren prin fracturarea hidraulică dirijată şi umplerea cu fluid de injectare.

Procedeul a fost prezentat specialiştilor din România încă în perioada de început prin comunicarea lui T. Fuji la a II-a Conferinţa de Geotehnică şi Fundaţii de la Bucureşti din anul 1971 şi făcut larg cunoscut apoi de către Yahiro şi Yashida (1973) printr-o comunicare la a VIII Conferinţa Internaţională de Geotehnică şi Fundaţii.

Trebuie menţionat faptul că cele mai notabile progrese au fost înregistrate în Japonia, unde aceasta tehnica a fost perfecţionată până la capacitatea prezentă şi unde toate aspectele sistemului au fost detaliate atent. Anii de cercetare şi execuţie au condus la creşterea diametrelor coloanelor şi a lărgirii domeniului de aplicare pe diferite tipuri de pământuri.

1 Inginer, Compania Naţională de Autostrăzi şi Drumuri Naţionale – CNADNR Referent de specialitate: Conf.univ.dr.ing. Manole Şerbulea, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Departamentul de Geotehnică şi Fundaţii, (Geotechnical and Foundation Department).


În prezent cu aceasta tehnică este posibil ca terenul să se consolideze şi foreze în prezenţa apei subterane şi să ofere o rigiditate structurală cu ajutorul unei singure aplicaţii. Din punct de vedere tehnic poate fi considerat ca fiind unul dintre cele mai solicitante sisteme de îmbunătăţire a terenului, necesitând precizie în cadrul proiectării dar şi în faza de execuţie. Problemele ce pot să apară în una dintre cele două faze pot genera defecte majore în tot ansamblul de elemente.

Prin acest proces fluidele de dezagregare şi de cimentare modifică şi îmbunătăţesc structura şi caracteristicile pământului.

2. Scurtă prezentare a tehnologiei şi aplicaţiilor tehnice

Etapele realizării unei coloane jet-grouting cu jet simplu (S) sunt:

- săparea: echipamente de săpat dotate cu orificii de propagare a jetului şi burghie sunt folosite pentru a fora până la adâncimea necesară. în mod normal mixtura de ciment este folosită în timpul săpatului pentru a stabiliza pereţii forajului în timpul operaţiunii de săparea.

- injecţia giroscopică: descompunerea texturii granulare cu ajutorul unui jet fluid puternic începe de la partea inferioară a elementului de jet grouting. Excesul de amestec de apă-pământ-ciment este evacuat pe la suprafaţa prin spaţiul inelar dintre echipamentul de săpat şi pereţii forajului.

Etapele de lucru urmează întocmai cerinţele tehnice şi condiţiile structurii ce urmează a fi tratată.

Fig. 1 - Gospodăria de lucru şi echipamentele specifice procesului de injectare [5]

În funcţie de modul de folosire a jetului şi a tipului de jet se pot distinge şi următoarele moduri de cimentare (Fig. 2):

- sistemul cu „jet dublu" (D), dublează sistemul „jet simplu" cu un jet de aer comprimat, care înconjoară jetul de suspensie de ciment pentru a spori efectul de erodare, mai ales în prezenta apei subterane; cu toate acestea, sistemul încă prezintă un deficiente, prin faptul ca un procent considerabil alcătuit din partea fină a pământului erodat se poate pierde din cauza fenomenului de evacuare odată cu detritusul transportat de aerul comprimat către suprafaţa terenului; un asemenea comportament al sistemului poate coborî nivelul de calitate al îmbunătăţirii;

- cea de-a treia metodă se numeşte sistemul cu „jet triplu" (T) ce utilizează trei fluide (apa, aer, suspensia de ciment); dezagregarea pământului se obţine printr-un jet de apă de înaltă presiune, dublat de un jet de aer, iar cimentarea se face simultan printr-un jet separat de lapte de ciment; acest sistem prezintă un monitor ce este compus în mod normal dintr-o duză pentru jet de lapte de ciment la aproximativ jumătate de metru sub duză pentru jetul de apă, cu scopul de a transporta cât mai multe particule de pământ erodat în paralel cu limitarea laptelui de ciment scos afară din foraj.


În timp ce sistemul dublu poate produce mai multe probleme, pe baza volumului de pământ erodat, sistemul triplu realizează procesele de erodare şi injectare cu lapte de ciment independent unul de celalalt. Prin urmare aceste procese pot fi optimizate pentru o performantă ridicată. Cu alte cuvinte sistemul cu „jet triplu" este superior faţă de celelalte sisteme din punct de vedere al controlului calităţii.

Fig. 2 - Scheme conceptuale de injectare [2].

Aplicaţiile tehnologiei de injectare prin metoda jet grouting prezintă o multitudine de soluţii tehnice ce pot fi adoptate, proiectate şi executate pentru fiecare cerinţa în parte.

Jet-grouting-ul este un instrument extrem de versatil, atunci când terenul ce metoda de îmbunătăţire a terenului este parte a unui proiect. Există numeroase aplicabilităţi ale tehnologiei jet-grouting (Fig. 3), ele putând fi grupate după cum urmează:

- controlul apelor subterane (prevenirea infiltraţiilor prin pereţii sau baza unei excavaţii; controlul apelor subterane în timpul execuţiei tunelurilor; prevenirea infiltraţiilor apei prin structuri de reţinere a apei, cum ar fi digurile sau sistemele de apărare împotriva inundaţiilor; prevenirea sau limitarea fluxurilor de contaminare prin pământ);

- lucrări de susţinere (susţinerea pământului sau a structurii în timpul excavării, sau excavaţiei tunelurilor; susţinerea pereţilor sau a plafonului unui tunel în timpul execuţiei şi/sau în timpul utilizării; creşterea factorului de siguranţă în cazul versanţilor instabili; suport pentru sprijiniri realizate din piloţi sau pereţi pentru reducerea deplasărilor laterale);

- lucrări de îmbunătăţire (subzidirea clădirilor în timpul realizării excavaţiilor deschise sau executării tunelurilor; îmbunătăţirea pământurilor pentru evitarea cedărilor pe suprafeţele de cedare; transferul încărcărilor unei fundaţii către un strat cu rezistente ridicate);

- lucrări de mediu (încapsularea volumelor de pământ contaminat pentru a reduce sau a preveni contaminarea întregii zone sau a sistemelor de distribuţie a apei; asigurarea unor bariere laterale sau verticale în jurul unei scurgeri contaminate; introducerea în pământ a unor substanţe reactive ce pot neutraliza agenţii contaminaţi prin crearea unor bariere permeabile reactive).

Opiniile cu privire la eficienţa jet grouting-ului (fracturării dirijate a terenurilor prin injectare) prezentate în diverse publicaţii sunt în ansamblu concordante, astfel ca:

- injectarea este posibilă în orice tip de teren, de la argilă la roci stâncoase moi;

- face posibilă îmbunătăţirea unor pământuri slabe la orice adâncimi şi în condiţii dificile de acces;

- materialul rezultat din întărirea fluidului de injectare are o rezistenţă la compresiune ridicată (10 – 100daN/cm2) şi o permeabilitate redusă de ordinul 10-4 – 10-6cm/s [3];


- prin reglarea presiunilor, vitezelor de ridicare şi de rotaţie ale monitorului, caracteristicilor şi consumului fluidului de injectare, efectul tratării se poate dirija în detaliu;

- adâncimile de tratare pot fi clar delimitate astfel încât să se efectueze tratarea pe anumite straturi;

- nu se constată efectul de ridicare a suprafeţei terenului;

- este evitată eventuala poluare a terenului prin îmbibarea lui cu substanţe de injectare nocive;

- utilajul este mobil şi puţin zgomotos.

Fig. 3 - Aplicabilitatea tehnologiei jet grouting în lucrările inginereşti [2]

3. Utilizarea metodei elementului finit pentru calculul lucrărilor de jet

Deosebirea fundamentală între modelarea unor elemente structurale independente din beton sau beton armat şi soluţia jet-grouting o reprezintă trecerea graduală, aproximată printr-o variaţie liniară între parametrii mecanici (deformabilitate şi rezistenţă la forfecare) ai pământului netratat şi cei ai fluidului de injecţie întărit.

Pornind de la faptul ca toate modelele fizice liniare se pot rezolva matematic utilizând acelaşi solver, se pot efectua analize paralele cuplate plecând de la principiul suprapunerii efectelor. Dintre legile fizice modelabile cuplat se pot menţiona legea lui Hooke (efort-deformaţie), legea lui Fourrier (flux termic-gradient termic), legea lui Darcy (debit-gradient hidraulic), legea lui Ohm (intensitate – cădere de tensiune), legea lui Fick (flux chimic – gradient de concentraţie).


Realizând o comparaţie între modelarea mecanică şi cea termică (aleasă, după cum s-a arătat pentru a introduce în model un grad de libertate suplimentar cu ajutorul căruia să se poată controla variaţia unor parametri mecanici) se pot constata următoarele:

Legea de variaţie este similară, cu singura excepţie că pentru modelul mecanic legea este dublă, cu câte două grade de libertate pe fiecare axă (legea lui Hooke - (1)), iar pentru cel termic este un singur grad de libertate (Legea lui Fourrier - (2)).

σxσyσzτyzτzxτxy

=k

∂u∂x∂v∂y∂w∂z

∂u ∂y

+ ∂u ∂z

∂v ∂z

+ ∂v ∂x

∂w ∂x

+ ∂w ∂y

(1)

unde k este matricea de rigiditate a elementului:

k= BTEBdVV (2)

qxqyqz

kT

∂T∂x∂T∂y∂T∂z

(3)

T BTKBdVV (4)

unde kt este matricea de conductivitate a elementului.

În aceste condiţii cuplajul termo-mecanic se poate realiza ca un artificiu de calcul pentru a adăuga un grad de libertate suplimentar. Acest grad de libertate poate fi utilizat ca variabilă pentru modelarea variaţiei modulului de deformaţie liniară la îmbunătăţirea pământului cu metoda jet-grouting. Mai mult decât atât, beneficiind de avantajele formulării schimbării de fază termică, printr-o analiză în regim nepermanent se poate modela variaţia parametrilor mecanici (Fig. 4).

Fig. 4 - Modelarea variaţiei parametrilor mecanici pe baza modelului termic cu schimbare de fază


Pentru verificarea rezultatelor metodei de analiză numerică a fost realizat un model de calibrare a cărui comportare a fost comparată cu rezultatele obţinute pe probe prelevate în teren.

a. Distribuţia tasărilor

b. Variaţia modulului de deformaţie liniară

R

~R/3 ~R/3

Urma trenului de tije

Zona de influenta a injectiei

c. Punctele de prelevare din coloană

d. Metoda de prelevare prin presare

Fig. 5 - Calibrarea modelului numeric după încercări de laborator pe probe prelevate din teren

4. Exemplu numeric de calcul al coloanelor jet-grouting folosind cuplajul termo-mecanic

S-a considerat un pământ îmbunătățit cu coloane injectate având diametrul de 0.65m, lungimea de 15m şi o distribuție pe toată suprafaţa fundaţiei (172 m2) într-un caroiaj de 1.3 m. Ca referinţă de calcul s-a folosit metoda Priebe [4] care calculează îmbunătăţirea pe baza unor grafice obţinute empiric. Pentru situaţia analizată, a unei fundaţii octogonale de turn al unui generator eolian cu distanţa între două laturi opuse de 13m şi încărcările: în gruparea fundamentală – Nfc = 550kN şi Mfc = 85000kNm, a fost obţinută o tasare maximă de 6.2m şi medie de 2.6cm.

În urma modelării folosind cuplajul termo-mecanic cu geometria şi condiţiile iniţiale descrise în Fig. 6, au fost obţinute tasări maxime de 2.34cm şi medii de 1.06cm.

Fig. 6 - Geometria modelului folosit şi condiţiile iniţiale


a. Determinarea distribuţiei coloanelor îmbunătăţite

b. Distribuţia tasărilor (deplasări pe direcţia z)

Fig. 7 - Rezultatele obţinute

5. Concluzii

Abordarea propusă presupune utilizarea metodei elementelor finite cu ajutorul căreia să se determine comportarea globală a unei zone tratate cu coloane jet grouting în care proprietăţile mecanice pornesc de la valori maxime ale rezistenţei la forfecare şi compresibilităţii materialului în zona de introducere a trenului de injecţie, variind liniar către marginea coloanei unde parametrii sunt cei ai pământului natural (netratat).

Pentru realizarea acestei analize este folosit un artificiu de calcul prin care a fost utilizat un cuplaj între o lege fizică cu variaţie liniară (legea lui Fourrier) şi parametrii de comportare mecanică (modulul de deformaţie liniară şi coeziune). Analiza a fost realizată în aşa fel încât unei temperaturi date îi corespunde o stare mecanică limită (de exemplu proprietăţi mecanice ale pământului netratat), iar unei alte temperaturi cealaltă stare mecanică (în acest caz pământ tratat). Pentru controlul diametrului injectat a fost utilizată o analiză termică în regim nepermanent în timp.

Avantajele utilizării modelării numerice ce implementează cuplajul termo-mecanic îl reprezintă faptul ca pentru analiza mecanică se poate utiliza orice model constitutiv (de exemplu, îmbunătăţirea unui pământ moale se poate utiliza modelul Cam-clay, pentru pământuri în stare plastică modelul Drucker-Prager, sau pentru pământuri loessoide – modelul „crushable foams”). Geometriile tridimensionale se pot modela corect, chiar şi în cazul structurilor discontinue, lucru care nu se poate realiza prin modele numerice plane.

Bibliografie

[1] Nicolae, C. – Aspecte Privind Îmbunătăţirea Proprietăţilor Fizico-Mecanice al Pământurilor prin Metoda Jet-Groutng, Teza de Doctorat, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, 2011

[2] Mitchell, J.M. Jardine F.M. – A Guide to ground treatment CIRIA, Londra 2009 [3] Terzaghi, K., Peck R.B. – Soil Mechanics in Engineering Practice, John Wiley&Sons, 1996 [4] Pribe, H. J. – The design of vibro replacement, Ground Engineering, GeTec, 1995 [5] *** Keller GmbH. – The soilcrete – jet grouting process. Keller Publications 2005


DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A CAPACITĂŢII UNEI ÎMBINĂRI CU ŞURUBURI SIRP ÎNTRE ELEMENTE DIN ALIAJE DE ALUMINIU

EXPERIMENTAL DETERMINATION OF THE ALUMINUM ALLOY CONNECTION CAPACITY OF HSFG BOLTS

Mircea Ioan PARASCHIV 1

Rezumat: S-a constatat că îmbinarile între piese de aluminiu şi şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate, din oţel, sunt susceptibile de pierdere de pretensionare. Normativul SR EN 1999-1-1 (Eurocod 9) nu oferă o alternativă clară de calcul pentru asemenea îmbinări menţionând doar că "efectele schimbărilor importante de temperatură şi/sau ale lungimilor mari de strângere, care pot genera o reducere sau o creştere a capacităţii de frecare datorată dilatării termice diferite dintre aluminiu şi oţelul din şurub, nu pot fi neglijate".Ţinând cont de toate aspectele mai sus amintite s-au efectuat o serie de experimente care să determine capacitatea reală a îmbinării supuse unei variaţii negative de temperatură. Această presupusă reducere a capacităţii la variaţii negative de temperatură se poate explica prin diferenţa între unele caracteristici fizico-mecanice specifice ale aliajelor de aluminiu diferite de cele ale oţelului cum este modulul de elasticitate (EAluminiu≈EOţel/3) şi coeficientul de dilatare termică (αAluminiu≈2αOţel).

Cuvinte cheie: şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate (SIRP) din oţel, Eurocod 9, aluminiu structural, îmbinări.

Abstract: Connection between aluminium plates using pretensioned steel bolts (HSFG) are likely to lose pretension. The norm Eurocode 9 does not provide a clear design alternative for such joints, only mentioning that "the effect of extreme temperature changes and/or long grip lengths which may cause a reduction or increase of the friction capacity due to the differential thermal expansion between aluminium and bolt steel cannot be ignored". Considering the above methods and observations several experiments were conducted to determine the actual capacity of the joint exposed to negative variations in temperature. This alleged reduction of capacity at negative variations in temperature could be explained by the difference between some specific physical and mechanical characteristics of the different aluminium alloys and steel characteristics, such as the elasticity modulus (EAluminum ≈ ESteel/3) and the coefficient of thermal expansion (αAluminum ≈ 2αSteel).

Keywords: high strength friction grip (HSFG), Eurocode 9, structural aluminium, connections.

1. Introducere

Şuruburile din aluminiu nu pot fi pretensionate pentru ca nu oferă suficientă rezistenţă şi ductilitate. Acestea sunt înlocuite de şuruburi de înaltă rezistenţă din oţel. Utilizarea şuruburilor pretensionate asigură preluarea solicitărilor prin frecare. Se folosesc pentru a prelua forţe importante din planul îmbinării şi sporesc rezistenţa la solicitări ciclice sau în regim de oboseală.

Aceste îmbinări se folosesc în Europa încă din 1978, în America de Nord au fost adoptate abia în anul 2000 (1), scepticismul inginerilor americani fiind justificat de lipsa unor baze de date cu încercări numerice şi experimentale. Altă justificare a aparut în 1994 când (2) emite o versiune prin care interzice folosirea acestor îmbinări pentru că aluminiul laminat are un coeficient de frecare foarte redus. Până în 1997 când Kissel şi Ferry prezintă încercările pe care le-au efectuat 1 Drd. ing., Catedra de Construcţii Metalice, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, România, e-mail:[email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Nicolae Pătrîniche, Universitatea Tehnică De Construcții Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (The Faculty of Civil, Industrial and Agricultural Buildings), Catedra: de Contructii Metalice (Department Of Steel Structures)


pentru a determina valoarea coeficientului de frecare între piese de aluminiu sablate, în acest caz valoarea medie a coeficientului fiind foarte mare, respectiv μ=0.62 (1). În urma rezultatelor prezentate de cei doi Aluminum Association scoate în 2000 o variantă veche a (3) prin care acceptă utilizarea şuruburilor de înaltă rezistentă pretensionate din oţel între piese din aliaje de aluminiu. Se acceptă doar şuruburi din grupa 8.8 (respectiv A325), justificând că zincarea la cald (galvanizarea) poate provoca o reducere a ductilităţii, numită şi "întărirea şuruburilor". Acest fenomen poate conduce la o reducere drastică a ductilităţii şuruburilor din grupa 10.9 (A490). Aceeaşi prevedere se găseşte şi în cel mai recent proiect de normă pentru construcţii din aluminiu, cel din Argentina (4). Datorită comportărilor incerte la variaţii de temperatură de care sunt susceptibile astfel de îmbinări (răspunsul vâsco-elastic şi pierderea din sarcina de pretensionare) şi pentru că norma romanească de calcul a structurilor din aluminiu (5) acceptă folosirea şuruburilor pretensionate din oţel, dar atenţioneză cu privire la influenţa variaţiilor de temperatură asupra capacităţii la lunecare a unor astfel de îmbinări (a se consulta punctul 8.5.9.1[2]) şi nu oferă nici o indicaţie cu privire la calcul lor este nevoie de studierea anumitor modele care vor putea furniza noi date despre modul în care se comportă şi ar trebui să se proiecteze aceste îmbinări. Întrucât îmbinările cu şuruburi sunt foarte folosite în industria mecanică şi pe şantier pentru montajul structurilor, al construcţiilor metalice, studierea amănunţită a comportării acestora este o necesitate. Mai ales când o astfel de îmbinare ar putea deveni veriga slabă a unui sistem şi ar putea conduce la pagube materiale şi pierderi de vieţi. Se preferă îmbinările cu şuruburi în locul sudurii, pentru că sudura aliajelor de aluminiu prezintă o serie de probleme şi particularităti de care trebuie ţinut cont. Îmbinările aliajelor de aluminiu pot genera probleme de natură tehnico-economică şi pot conduce la lipsa siguranţei în exploatare. De aceea, limitarea sudurii poate genera o proiectare raţională. Pentru a verifica dacă îngrijorarea şi prevederile menţionate de norma europeană (5), de prenormele anterioare ei, de norma americană (3), de viitoarea normă argentiniană (4) şi de fostul standard britanic (6) sunt justificate au fost efectuate o serie de teste în laborator pentru a determina dacă variaţiile de temperatură pot influenţa într-adevăr capacitatea la lunecare a unei îmbinări cu şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate din oţel şi elemente din aliaje de aluminiu.

2. Caracteristicile îmbinării

Îmbinarea a fost aleasă astfel încât să reprezinte un caz real de încărcare, să poată fi uşor supusă unor încercări în laborator şi să poată fi influenţată de variaţii de temperatură, o îmbinare cu tije lungi şi grosimi importante ale elementelor. Aliajul ales este tratabil termic şi se foloseşte curent în structuri de rezistentă, având o acesibilitate medie pe piaţa construcţiilor din ţara noastră, din cauza preţului, însă problema aprovizionării a primat şi pentru că este folosit curent pentru prinderea pieselor din oţel a reprezentat o alternativă viabilă. Clasa de calitate a materialului din şuruburi s-a ales gr.10.9 tocmai din cauza faptului că reprezintă o controversă între norma europeană şi cea americană. Sistemul de prindere este HV şi s-a ales pentru că oferă ductilitate în comparaţie cu HR. Tratamentul suprafeţelor a fost ales ca să asigure rugozitatea necesară, conform tabelului 1, preluat din (5). Toleranţa la uzinare şi montaj respecta (7).

Tabel 2

Coeficientul de frecare pentru suprafete de frecare tratate


Valorile din tabelul 1 sunt valabile dacă se asigură o rugozitare Ra=12,5 μm pentru suprafeţele în contact. Valoarea coeficientului de frecare μ depinde de tratamentul suprafeţelor.

Toate materiale au fost achiziţionate de la distribuitori autorizaţi ce activează pe piaţa produselor pentru construcţii din Europa şi au fost însoţite de certificate de calitate şi conformitate care respectă legislaţia română în vigoare. Laboratorul la care s-au făcut încercările este autorizat. Confecţionarea, transportul, depozitarea şi stocarea materialelor şi a epruvetelor, prelevarea şi prelucrarea rezultatelor, au respectat standardele în vigoare:

Fig. 5 - Ansamblu general şi materiale

Fig. 6 - Geometrie piesa P/1 şi P/2

S-au folosit şuruburi M20x90 pentru aplicaţii pretensionate din oţel grupa 10.9,

3. Programul experimental

Acesta a urmărit determinarea capacităţii îmbinării, la variaţii de temperatură, atât capacitatea la lunecare a acesteia cât şi capacitatea la rupere. S-au efectuat încercări la temperatură normală (temperatură apropiată de cea la care s-a făcut pretensionarea) şi la variaţii negative ale temperaturii, pentru că variaţiile negative pot conduce direct la o pierdere a capacităţii. Din cauza lipsei de resurse, experimentul nu s-a putut desfăşura într-un laborator în care şi presa sa


fie calibrată pentru a lucra la o temperatură impusă. Adică a fost nevoie ca ansamblurile să fie răcite şi apoi să fie introduse în presa care a înregistrat valorile la temperatura mediului ambiant. Scopul principal fiind determinarea practică a rezistenţei unei îmbinări care lucrează prin frecare afectată de variaţii negative de temperatură. Montajul s-a făcut după un caiet de sarcini întocmit de autor, care are la bază prevederile din SR EN1090-3 (7), unde pentru tipul şuruburilor disponibile e nevoie de aplicarea strângerii prin metoda combinată.

Principiul de măsurare constă în înregistrarea deplasării relative între piese (reperul P/1) şi eclisa (reperul P/2) din zona adiacentă piuliţelor, cu ajutorul a doi captori poziţionaţi sus şi jos. Instalarea captorilor de deplasare inductivi este făcută astfel:

- corpul captorilor este fixat pe piesă la 11mm de la capătul ei;

- tija captorului se reazemă permanent (datorită unui resort) pe un reper fixat pe eclisă;

- semnul deplasării relative, pe diagramă, este pozitiv când tija iese din corpul captorului (piesa alunecă spre exterior faţă de eclisă) şi negativ când tija intră în corpul captorului.

Pentru că şuruburile sunt pretensionate se consideră piesele şi eclisele solidarizate, stabilizate de forţa de pretensionare până la "învingerea" forţei de frecare. În urma unui asemenea principiu am fi tentaţi să credem că până la prima alunecare, captorul de deplasare nu ar trebui să înregistreze nimic, în realitate el măsoară deplasarea relativă determinată de diferenţa de efort (deci, de deformaţia specifică, ε) din secţiunea respectivă şi are următoarea alură:

Fig. 7 - Distribuţia eforturilor normale în lungul elementelor îmbinării


Normalizarea distribuţiei de eforturi pe geometria îmbinării:

F1=2kN, d=20mm, t=20mm, b=100mm

A1=t·b A1=2000mm2 σ1= F1/ A1 σ1=1MPa

A2=3t·(b-(d+2mm)) A2=4680mm2 σ2= F1/ A2 σ2=0.427MPa

A3=2t·b A3=4680mm2 σ3= F1/ A3 σ3=0.5MPa

A4=3 t·b A4=6000mm2 σ4= F1/ A4 σ3=0.333MPa

Fig. 8 - Înregistrarea rezultatelor, poziţionarea captorilor de deplasare

S-au încercat în total 8 ansambluri, 4 loturi s-au încercat la temperatura normală şi 4 au fost supuse unei variaţii negative de temperatură.

4. Analiza rezultatelor

În urma încercărilor, analizând prima parte a diagramelor (până la apariţia lunecarii) se poate constata o variaţie a deplasărilor, deplasări determinate de variaţia diferenţelor de efort, astfel:

- la început, în primă fază, se constată o porţiune liniară, care întăreşte presupunerea că între piesă şi eclisă nu se produc alunecări;

- apariţia unei curburi, înclinări a diagramei arată tendinţa pieselor de lunecare relativă.

La producerea primelor alunecări între piese şi eclisă (înregistrarea unei porţiuni orizontale pe diagramă), forţa scade brusc şi apar variaţii liniare, înclinate, care reprezintă balansarea contragreutăţii presei. Când înclinarea acestor porţiuni este paralelă cu prima zonă a diagramei, rezultă că după alunecare se stabileşte forţa de frecare iniţială (sau aproape de aceasta), în funcţie de pantele proţiunilor respective.


Tabel 3 Centralizator cu rezultatele încercarilor în laborator pentru îmbinări

NUMĂR EPRUVETĂ

TEMPERATURA LA ÎNCERCARE ⁰C

FORŢA LA PRIMA LUNECARE (kN)

FORŢA LA RUPERE

(kN)

FORŢA MEDIE DE LUNECARE

(kN) min max sus jos

1 -18.7 -15.4 275.0 325.0 551.0 300.0 2 -19.1 -18.0 251.0 276.0 548.0 263.5 3 -19.4 -13.7 207.5 327.5 543.0 267.5 4 -19.1 -12.8 295.0 255.0 545.0 275.0 5 21 365.0 387.5 543.0 376.3 6 30 377.0 377.0 546.0 377.0 7 21 382.5 375.1 536.0 378.8 8 21 347.5 407.5 544.0 377.5

AU FOST MARCATE INCERCARILE EFECTUATE LA VARIATII NEGATIVE DE TEMPERATURA AU FOST MARCATE INCERCARILE EFECTUATE LA TEMPERATURA CAMEREI

5. Concluzii

Fig. 9 - Comparaţie între capacitatea îmbinărilor supuse variaţiilor de temperatură

După cum se poate constata din figura 5 şi din tabelul 2 odată cu temperatura variază şi capacitatea îmbinării. Rezistenţa la lunecare a acesteia scade odată cu scăderea temperaturii. Reamintim că montajul s-a făcut la o temperatură de aproximativ (+31⁰C). Este de studiat modul în care va varia capacitatea de rezistenţă la lunecare (curba temperatură-rezistenţă) a îmbinării la o scădere mai accentuată a temperaturii (ex. -30⁰C,-50⁰C,-80⁰C, etc.). Se poate presupune că odată cu creşterea temperaturii va creşte şi capacitatea de rezistenţă a îmbinării Aceste două aspecte urmează să facă obiectul unor studii experimentale ulterioare. In concluzie, se justifică continuarea cercetărilor experimentale şi fundamentarea unor relaţii de calcul cu care să se poată determina capacitatea la lunecare a unei îmbinări supuse la variaţii de temperatură.

Bibliografie

[1] Fortin, Dominic; Beaulieu, Denis; Bastien, Josse. Experimental investigation of aluminium friciton+type connections. Munich : 8th INALCO International Conference on Joints in Aluminium, 2001.

[2] RCSC. Specification for Structural Joints Using High-Strength Bolts. Chicago, : s.n., 2009. [3] The Aluminum Association. Aluminum Design Manual. Arlington : The Aluminum Association, 2005. [4] CIRSOC 701. Proyecto Reglamento argentino de estructuras de aluminio. s.l. : Instituto National de

Technolgia Industial, 2009. [5] SR EN 1999-1-1. Eurocod 9: Proiectarea structurilor de aluminiu. Bucuresti : ASRO, 2008 Decembrie. [6] BS-8118. Strucutral use of aluminium Part 1: Code of practice for design. s.l. : BSI, 1992 Martie. [7] SR EN 1090-3. Executarea structurilor de oţel şi structurilor de aluminiu. Partea3: Cerinţe tehnice pentru

executarea structurilor de aluminiu. Bucureşti : ASRO, 2008.

0,0

100,0

200,0

300,0

400,0

FORȚ

A M

EDIE DE

LUNEC

ARE

(kN)

NUMĂR EPRUVETĂ

Variaţie negativă de temperatură

Temperatură normală

1 5 2 6 3 7 4 8


PARAMETRII TEHNOLOGICI PENTRU DIMENSIONAREA DECANTOARELOR LAMELARE

TECHNOLOGICAL PARAMETERS FOR DIMENSIONING OF LAMELLAR SETTLING TANKS

Mihaela – Cristina PĂUN1

Rezumat: Catedra de Inginerie Sanitară și Protecția Apelor a fost elaborat în anul 2010 Normativul de proiectare pentru sistemele de alimentări cu apă. Un capitol important din cadrul acestui normativ este ”Limpezirea apei prin decantare”care propune o metodologie de dimensionare a celor mai performante decantoare la ora actuală. În prezenta lucrare sunt analizate în detaliu:

- principalele elemente de dimensionare a decantoarelor lamelare; - configurația tehnologică a decantoarelor lamelare; - condiționările tehnologice;

Cuvinte cheie: decantoar lamelar, modul lamelar, coagulare – floculare, încărcare hidraulică.

Abstract: The Department of Sanitary Engineering and Water Protection has developed Technical Norms for drinking water supply system design in 2010. An important chapter of this Technical Norms is ”Water clarification by settling” which proposes a methodology for dimensioning the best settling tanks of today. In the present paper are analyzed in detail:

- the main elements of lamellar settling tank sizing; - tehnological configuration of lamellar settling tanks; - tehnological conditionings;

Keywords: lamellar settling tank, lamellar module, coagulation – flocculation, hydraulic loading.

1. Introducere

Tehnologiile pentru reţinerea suspensiilor coloidale s-au dezvoltat în ultimii ani luând în considerație [1]:

- eliminarea influenţei pereţilor;

- realizarea coagularii – floculării independent în exteriorul bazinului de decantare în două faze (reacţie rapidă şi floculator) cu recirculare nămol;

- concentrarea nămolului pentru reducerea debitelor recirculate şi pierderi tehnologice minime;

- utilizarea modulelor lamelare pentru separarea rapidă (instantanee) a suspensiei floculate;

- anularea paradoxului Hazen (lungimea bazinului de reţinere este proporţională cu adâncimea).

Modulele lamelare au apărut din necesitatea creşterii eficienţei procesului de decantare concomitent cu micşorarea construcţiilor bazinelor de decantare. [2]

1 Drd. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hidrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Marin Sandu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hidrotechnics)


2. Aplicarea soluției decantoarelor lamelare

Soluția cu decantoare lamelare în schemele stațiilor de tratare se aplică în condițiile [3]:

- cerinței de calitate pentru apa decantată: turbiditatea apei decantat TAD 4 – 5 NTU; reducerea conținutului de substanță organică cu 20 – 30% față de apa sursei;

- cerința impusă pentru pierderile tehnologice, sub 3% în procesul de limpezire a apei prin decantare.

Bazele alegerii parametrilor tehnologici pentru soluția cu decantoare lamelare sunt determinate de [3]:

- existența unui proces de coagulare – floculare în amonte care să asigure: coeficienți de coeziune a nămolului la valori > 1 m/h; concentrația în suspensii a influentului minimum 100 mg/l și reactivi de coagulare – floculare compatibili complexului de calitate al apei sursei;

- turbiditățile maxime pentru influentul decantoarelor lamelare nu vor depăși 1000 NTU.

3. Elementele component ale decantoarelor lamelare

Un decantor lamelar cuprinde:

a) Bazin (recipient); în general de formă rectangulară pentru ușurința amplasării modulelor lamelare; suprafața bazinului se obține pe baza încărcării hidraulice la oglinda apei; încărcarea hidraulică se adoptă [3]:

- iH0 = 8 – 10 m3/h,m2 pentru ape cu tratabilitate redusă, în general limpezi (valori medii anuale 15 – 20 NTU);

- iH1 = 15 – 20 m3/h,m2 pentru ape ușor tratabile; coeficientul de coeziune a nămolului 1,1 – 1,2 m/h;

- încărcarea hidraulică raportată la proiecția orizontală a modului lamelar: iH2 1 m3/h,m2.

b) Modul lamelar – reprezintă elementul tehnologic în care se realizează separarea suspensiei floculate de apă; se poate realiza în următoarele opțiuni [1]:

- plăci plane fixate între jgheaburile de colectare a apei limpezire;

- casete rectangulare realizate din plăci PE/PVC sudate (lipite);

- casete cu profil hexagonal realizate din plăci cu profil semi-hexagonal din materiale plastice (PE, PVC).

Condițiile de dimensionare impuse modului lamelar:

- raza hidraulică: raportul între suprafața vie și perimetrul udat al unei lamele determinată după direcția normală la direcția de curgere; rH 30 mm;

- valoarea numărului Reynolds al mișcării definit: ·

70 1 unde:

v – viteza medie de curgere în lamelă; rH – raza hidraulică;

– coeficientul de vâscozitate cinematică al apei.


- viteza medie de curgere în lamelă nu va depăși 3 mm/s (10,8 m/h);

- mărimea de separare suspensională:

··

0,1 ⁄ (2) - lungimea modului lamelar, lM, va rezulta din limitările numărului Reynolds și mărimii de

separare suspensională.

Lungimea de decantare efectivă, necesară pentru separarea particulelor având viteza de sedimentare u, va fi [4]:

· · (3)

în care:

λD – lungimea de decantare efectivă;

e – distanța între lamele;

Sc – parametru caracteristic pentru sistemul folosit (plăci plane Sc = 1; tuburi circulare Sc = 4/3; tuburi pătrate Sc = 11/8; tuburi hexagonale Sc = 4/3);

α – unghiul de înclinare;

v – viteza medie de curgere;

u – viteza de sedimentare.

Raportul optim între lungime și dimensiunea normală la direcția de curgere este: λ/e 20,0.

Pentru calculul lungimii totale a modulului lamelar, este necesar să se ia în considerare zona de tranziție care ține seama de trecerea de la mișcarea turbulentă în bazin la mișcarea laminară între lamele și trecerea de la mișcarea laminară la mișcarea turbulentă, la ieșirea din modul.

Calculul se face cu expresia: 0,1 · · (4)

în care:

λtz – lungimea zonei de tranziție;

Re – valoarea numărului Reynolds al mișcării în lamele.

În acest mod, lungimea totală a lamelelor, după direcția curgerii va fi:

2 · (5)

Sistemul de curgere în modulul lamelar se va adopta în contra-curent sau curent încrucișat.

Verificarea încărcării hidraulice pe proiecția orizontală a modului lamelar:

· · ·1 , ⁄ (6)

unde:

nlam – număr lamele; lM – lungimea lamelei, în m; b – lățimea lamelei, în m; e – înălțimea lamelei după direcția normală la direcția de curgere, în m; α – unghiul de înclinare față de orizontală.


Unghiul de înclinare al modului lamelar: se va adopta unghiul de înclinare al modului față de orizontală α = 52°; acesta reprezintă unghiul de echilibru între curgerea continuă a nămolului (60°) și curgerea intermitentă sub formă de acumulări (45°).

c) Sistemul de colectare apă decantată

Colectarea apei decantate se va realiza cu jgheaburi dotate cu deversori triunghiulari cu funcționare neînecată.

Distanța dintre axul jgheaburilor de colectare nu va depăși 1,0 m.

Amplasarea jgheaburilor se prevede [3], [5]:

- deasupra modulului lamelar; radierul jgheaburilor se va amplasa la minimum 0,2 m față de cota superioară a modului; această soluție se va adopta pentru încărcări hidraulice iH = 8 – 10 m3/h,m2;

- prin calcul și sistemul de operare adoptat se va asigura evitarea funcționarea înecării jgheaburilor de colectare;

- jgheaburile se vor executa din tablă de oțel inoxidabil și prin sistemul constructiv adoptat se va asigura posibilitatea reglării astfel încât erorile raportate la debitul specific (dm3/s.m.l. deversor) să nu depășească

- amplasarea jgheaburilor se va realiza între module pentru încărcări hidraulice iH = 14 – 15 m3/h,m2 conform cu figura 1.

Fig. 1 - Amplasarea jgheaburilor de colectare apă decantată pentru iH = 14 – 15 m3/h,m2. [5]

- pentru încărcări mari (20 m3/h,m2) jgheaburile vor asigura controlul aval al curgerii prin deversare neînecată și echirepartiția debitului între lamelele modulului lamelar.

Fig. 2 - Amplasarea jgheaburilor de colectare apă decantată

pentru iH = 20 m3/h,m2. [5]


d) Sistemul: concentrator de nămol

Soluția recomandată constă în realizarea unui concentrator de nămol la partea inferioară a modului lamelar al cărui volum se determină pe baza cantității de substanță uscată calculată:

. . · , . .⁄ 7

unde:

QAB – debitul de apă brută al unității de decantare, m3/zi; CAB – concentrația în suspensii apă brută, kg s.u./m3; CAD – concentrația în suspensii apă decantată, kg s.u./m3.

Volumul de nămol având o concentrație cs.u. se determină:

. . ·1

. . ·, 8

unde:

cs.u. – concentrația în substanță uscată a nămolului (0,03 – 0,05 kg s.u./m3);

γNC – greutatea specifică a nămolului concentrat (1050 – 1100 daN/m3).

Stabilirea suprafeței și volumului concentratoarelor de nămol se va efectua luând în considerație:

- încărcări masice de 40 – 60 kg s.u./m2,zi;

- concentrația optimă a nămolului evacuat din concentrator 50 Kg s.u./m3.

Evacuarea nămolului se va asigura intermitent în perioade scurte (5 – 10 minute, orar sau la 2h) și va fi declanșată prin măsurarea on – line a concentrației nămolului; programul de evacuare se va stabili „in situ” pe baza variației conținutului în suspensii al apei brute.

Omogenizarea, amestecul și colectarea nămolului se va realiza cu raclor imersat (cf. figurilor 3 și 4); sistemul mecanic va fi dimensionat la concentrația maximă a nămolului (80 kg s.u./m3) cu 1 – 2 rotații/oră. Nămolul în exces din concentrator se va evacua cu electro-pompe de nămol corespunzător concentrațiilor maxime.

Debitul de nămol de recirculare: 0,07 0,1 · 9

Nămolul de recirculare se va introduce în conducta de apă brută în amonte de camera de amestec și reacție rapidă. Pentru fiecare calitate de apă este recomandabil să se prevadă opțiunea introducerii nămolului de recirculare după intoducerea reactivilor de coagulare și în amonte de secțiunea de introducere a polimerilor.

4. Configurația decantoarelor lamelare

Configurația decantoarelor lamelare și secțiunile caracteristice acestora sunt prezentate în figurile 3 și 4. [5]

Construcțiile pentru procesele de coagulare – floculare și limpezire prin decantare vor fi acoperite și se vor crea condiții de operare normale:

- pasarele de acces la utilaje prevăzute cu balustrade; - temperaturi 10°C permanent; - posibilități de revizie periodică a utilajelor prin acces direct sau demontarea acestora.


Fig. 3 - Configurația decantorului lamelar prevăzut cu camere de reacție rapidă și floculare. [5]

CRR – cameră de reacție rapidă; AB – apă brută; NR – nămol recirculat;

F – floculator; JCAD – jgheab colectare apă decantată; Nex – nămol în exces; ML – modul lamelar; GT – galerie tehnologică; PNi – pompă nămol;

Fig. 4 - Secțiuni caracteristice decantorului lamelar prevăzut cu camere de reacție și floculare. [5]

CRR – cameră de reacție rapidă; F – floculator; ML – modul lamelar; CN – concentrator de nămol; JCAD – jgheab colectare apă decantată; AB – apă brută; NR – nămol recirculat; EP – electropompă; PF – perete fals (de dirijare).


5. Concluzii

Obținerea unei ape tratate de calitate deosebită se realizează numai prin adoptarea unei tehnologii de tratare în corelație cu caracteristicile de calitate ale apei la sursă. Amprenta apei va determina întotdeauna folosirea strictă a unei anumite structuri a proceselor tehnologice din cadrul stațiilor de tratare.

Este obligatoriu ca adoptarea unei anumite scheme de tratare să se facă numai după realizarea unor studii experimentale amănunțite, pe instalații pilot, care să concretizeze astfel tipurile de reactivi de coagulare – floculare care se vor utiliza, tipul de tehnologie de decantare ce se va adopta – în funcție de calitatea și cantitatea suspensiilor, tehnologia de filtrare, procesele de tratare adiționale necesare, modalitatea de realizare a dezinfecției.

Pentru obținerea unor rezultate deosebite este necesar ca întreaga tehnologie de tratare să fie bine aleasă, obiectele tehnologice componente să fie corect dimensionate, exploatarea și întreținerea să se realizeze corespunzător, fiind de preferat ca funcționarea și controlul să se efectueze automat prin sisteme de monitorizare și control on – line.

Prezenta lucrare propune o metodologie de dimensionare avansată în domeniul limpezirii apei pentru îndepărtarea turbidității și substanțelor organice din apă, soluționând astfel problema distribuției unei ape necorespunzătoare din punct de vedere al oxidabilității, turbidității, nitraților, gustului, mirosului.

6. Bibliografie

[1] Păun, M. – ”Stadiul actual al limpezirii apei prin decantare pe plan internațional și în România”, raport de cerecetare I, București, 2010.

[2] Water Treatment Handbook – ”Degremont”, Seventh Edition, volume 1 și 2, 2007. [3] Normativ “Proiectarea, execuția și exploatarea sistemelor de alimentare cu apă și canalizare a localităților.

Partea a –Ia: Sisteme de alimentare cu apă a localităților”, 2010. [4] Mănescu, Al., Sandu, M., Ianculescu, O. – „Alimentări cu apă”, Ed. Didactică şi pedagogică, Bucureşti, 1994. [5] Păun, M. – ”Studii și cercetări privind tehnologiile performante de limpezire în producția de apă potabilă”, Teză

de doctorat, București, 2011.


STUDII ŞI CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND PROCESELE DE COAGULARE-FLOCULARE

EXPERIMENTAL STUDIES CONCERNING COAGULATION-FLOCCULATION PROCESSES

Violeta-Daniela PĂUN1

Rezumat: Lucrarea cuprinde rezultatele studiilor experimentale efectuate pe decantorul lamelar de la Uzina de apă Budeasa. Sunt date teste de coagulare-floculare pentru diferiți reactivi: sulfat de aluminiu, PCBA, FeCl3 și polisulfat de aluminiu. În lucrare sunt puse în evidență: eficiența floculării suspensiilor, reducerea turbidității reziduale și reducerea concentrației de substanțe organice.

Cuvinte cheie: coagulare, coloizi, floculare, reactivi, turbiditate.

Abstract: The paper includes experimental results from lamellar clarifier of Treatment plant Budeasa. The coagulation-flocculation test is presented for different reagents: aluminum sulphate, PCBA, FeCl3 and aluminum polysulphate. The paper concentrates on: flocculation efficiency of colloids, reduction of residual turbidity and reduction of organic substances concentration.

Keywords: coagulation, colloids, flocculation, reagents, turbidity.

1. Introducere

În ultimii 15-20 de ani procesele de coagulare-floculare au devenit fundamentale creându-se un proces independent în Uzinele de Tratare Apă Potabilă pentru că: îndepărtarea particulelor coloidale din apă necesită: procese de destabilizare cu reactivi chimici și procese de amestec particularizate pentru diferite tipuri de coloizii; siguranța obținerii eficienței în procesele de sedimentare I și II depinde de rezultatele proceselor de coagulare-floculare.

Complexitatea proceselor de coagulare-floculare este dată de: multitudinea de coagulanți: pentru fiecare calitate de apă (amprentă) există unul sau câțiva coagulanți care produc efecte favorabile; diversitatea particulelor din apele naturale care variază ca origine, concentrație și mărime; dimensiunile particulelor pot varia, de la câțiva zeci de nanometri (virusuri) până la câteva sute de microni (microplancton).

Procesele de coagulare și floculare sunt utilizate pentru îmbunătățirea îndepărtării materiilor în suspensie și a materiilor coloidale prin formarea de flocoane. Sedimentarea, flotația și/sau filtrarea sunt utilizate pentru separarea acestor flocoane.

Procesul de coagulare include: injecția coagulantului, destabilizarea chimică a particulelor și contactul fizic dintre particule ce are ca rezultat procesul de agregare a particulelor. Se realizează în două tipuri de unități amplasate în serie: unitatea de amestec rapid în care se realizează dozarea coagulantului, amestecul și destabilizarea particulelor și unitatea de floculare în care se realizează contactul interparticule. Procesul fizic prin care se realizează contactul dintre particule (agregarea) se numește floculare.

1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, engineer, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hydraulic Developments), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Marin Sandu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnica(Faculty of Hydraulic Development)


Procesele de coagulare-floculare sunt considerate prioritare din punct de vedere al realizării eficienței finale a Uzinelor de Tratare Apă Potabilă.

2. Descrierea și principiul de funcționare al instalației

Admisia apei brute se face prin 2 conducte Dn 1000 mm prevăzute cu un ventil de control automat în prima cameră de distribuție și amestec (CAD 1). Aici se realizează preclorinarea apei (dioxidul de clor este adăugat în zona de admisie a apei brute). Camera de distribuție este prevăzută cu agitator mecanic P = 7,5 kW.

În prima cameră de distribuție și amestec se introduce laptele de var pentru ajustarea pH-ului procesului.

Apa trece din camera de distribuție 1 în camera de distribuție 2, unde se introduce sulfatul de aluminiu, se realizează amestecul rapid și apa este distribuită cu ajutorul a 2 stăvilare pe două linii tehnologice paralele de floculatoare și decantoare lamelare.

Procesul de floculare se realizează în cele 4 floculatoare (1 unitate). Trecerea dintr-un compartiment de floculare în altul se face prin pereți submersați. Fiecare bazin este dotat cu un agitator mecanic (P = 0,55 kW). Se adaugă cărbune activ în compartimentele de floculare 2 și 3 în cazul apariției unui miros neplăcut.

Apa ajunge în decantorul lamelar printr-un jgheab unde se poate adăuga polimer; polimerul îmbunătățește proprietățile de sedimentabilitate ale flocoanelor. Decantorul lamelar în contracurent este prevăzut cu lamele înclinate la 55o ce favorizează alunecarea nămolului spre concentratorul de nămol. Sistemul este conceput pentru o alimentare echivalentă pe fiecare lamelă precum și pentru o evacuare controlată a apei decantate. Decantorul este prevăzut cu un pod raclor. Nămolul este îndepărtat prin pompare în exteriorul clădirii.

Fig. 1 - Schema camerelor de amestec si floculare


3. Efectele reactivilor utilizați în testele de coagulare-floculare

Reactivi utilizați în procesele de coagulare-floculare au cunoscut o diversificare și o dezvoltare extrem de mare în ultimii ani. Mecanismele de lucru ale coagulanților și adjuvanților nu sunt însă pe deplin lămurite fapt care implică existența unor studii consistente de tratabilitate pentru identificarea reactivilor care conduc la cele mai bune rezultate în situațiile particulare ale fiecarei surse de apa brută.

În tabelul 1 sunt prezentate în sinteză valorile parametrilor de calitate ai apei brute, în perioada în care s-au efectuat teste de coagulare-floculare.

Determinarea dozelor de reactivi de coagulare-floculare s-a făcut cu ajutorul dispozitivului Jar-test. Au fost efectuate teste de coagulare-foculare, folosind diferiți reactivi: sulfat de aluminiu, polielectroliți și diferite policloruri bazice de aluminiu.

Caracteristicile medii ale apei brute pe perioada experimentărilor au fost: - Turbiditate = 2.1 ... 3 NTU; - Temperatura = 8 ... 10 oC; - pH = 7.70 ... 7.77; - Oxidabilitate (substanțe organice) = 8.21 ... 9.48 mg KMnO4/l; - Alcalinitate 0.9 mval/l.

Tabel 1

Caracteristici apă brută

Parametru Valoarea medie Temperatura (oC) 8-12 Turbiditate (mg/l) 10-15 pH 6.8-7.0 Substanțe organice (mg KMnO4/l) 8.5-15.0 Alcalinitate (mval/l) 0.8-2.9 NH4+v(mg/l) 0 NO2

- (mg/l) 0.05 NO3

- (mg/l) 0.01 Cloruri (mg/l) 20-28 SO4

2- (mg/l) 120-130 Duritate temporară (oG) 2.0-2.5 Duritate totală (oG) 5.0-6.0

3.1. Determinări cu sulfat de aluminiu

Au fost efectuate două teste de coagulare-floculare numai cu sulfat de aluminiu la calități diferite ale apei brute. În figura 2 sunt prezentate rezultatele obținute.

Fig. 2 - Rezultate teste de coagulare cu sulfat de aluminiu.


Se constată că turbiditățile minime obținute sunt în apropierea valorii de 1.0 NTU (în raport cu 2.1, respectiv 3.5 NTU la apa brută), obținută pentru o doză de 1.296 mg Al3+/l.

Din punct de vedere al oxidabilității, se constată o reducere a conținutului de substanțe organice de 5-30% în raport cu apa brută (de la 9.48 mg KMnO4/l la 6.63 mg KMnO4/l în cazul testului nr. 1, respectiv de la 8.21 mg KMnO4/l la 7.9 mg KMnO4/l în cazul testului nr. 2).

3.2. Determinări cu sulfat de aluminiu și polielectrolit

În figura 3 sunt prezentate rezultatele obținute în urma utilizării combinației sulfat de aluminiu și polielectroliți N 200 E, respectiv A 392 E.

Valorile minime ale turbidități reziduale minime (0.5 NTU) a fost obținută în cazul utilizării combinațiilor: (16 mg Al2(SO4)3 + 0.05 mg N200E/l); (16 mg Al2(SO4)3 + 0.2 mg N200E/l); (16 mg Al2(SO4)3 + 0.1 ... 0.2 mg N392E/l). Se constată că pentru doze de 0.1-0.15 mg N200E/l turbiditatea reziduală înregistrează o creștere la 0.9 NTU. Conținutul în substanțe organice a înregistrat o reducere cu 5-15% față de apa brută. Astfel, pentru paharul nr.1 oxidabilitatea a fost 8.21 mg KMnO4/l iar pentru paharul nr.6 a fost 7.26 mg KMnO4/l, în raport cu 8.35 mg KMnO4/l în apa brută.

Fig. 3 - Rezultate test de coagulare cu sulfat de aluminiu+polielectroliți.

3.3. Determinări cu reactivi tip PCBA

Au fost efectuate teste cu diferiți reactivi tip clorură bazică de aluminiu. Rezultatele sintetice ale acestor teste sunt prezentate în figurile 4 și 5.

Testele efectuate cu reactivii PAX 14 si PAX 18 au indicat valori apropiate de valorile obținute în cazul coagulării cu sulfat de aluminiu, la cantități similare de Al3+ introdus. Dozele au fost exprimate atât în mg Al3+/l cât și în mg produs/l. Astfel, în cazul folosirii reactivului PAX 18 (9.1% Al) turbiditatea reziduală obținută la o doza de 1.5 mg Al3+/l a fost aproximativ 0.7 NTU în raport cu 1.0 NTU în cazul folosirii sulfatului de aluminiu (8.1% Al), respectiv 1.6 NTU, în cazul folosirii reactivului PAX 14 (7.36% Al).

Conținutul în substanțe organice în cazul unei doze de 1.456 mg Al3+/l-PAX 18, a scăzut de la 9.48 mg KMnO4/l în apa brută, la 7.9 mg KMnO4/l (o reducere de 17%). În cazul unei doze de 1.472 mg Al3+/l-PAX 14 oxidabilitatea a scăzut de la 9.48 mg KMnO4/l în apa brută, la 7.26 mg KMnO4/l (o reducere de 25%).


Fig. 4 - Rezultate comparative coagulare cu PAX 14 și PAX 18.

În cazul utilizării unui reactiv cu raport molar ridicat, PAX XL 1 (5% aluminiu, raport molar OH/Al = 2.45) turbiditatea reziduală obținută a fost în gama 0.8-0.9 NTU pentru doze de 1.0-1.4 mg Al3+/l, față de 1.0 NTU în cazul sulfatului de aluminiu, la valori similare ale dozelor.

O comportare foarte bună a indicat reactivul PAX XL 30 (aluminiu 4.6%, raport molar OH/Al = 2.19). Turbiditatea reziduală obținută prin folosirea acestui reactiv a fost în gama 0.6 NTU pentru doze de 1.0-1.2 mg Al3+/l față de 1.4 NTU în cazul sulfatului de aluminiu, la valori similare ale dozelor.

Conținutul în substanțe organice în cazul unei doze de 1.0 mg Al3+/l-PAX XL 1, a scăzut de la 9.48 mg KMnO4/l în apa brută, la 7.58 mg KMnO4/l (o reducere de aproximativ 22%). În cazul unei doze de 1.032 mg Al3+/l-PAX XL 30, oxidabilitatea a scăzut de la 7.81 mg kMnO4/l în apa brută, la 7.58 mg KMnO4/l (o reducere de aproximativ 3%).

Se desprinde concluzia ca există un singur raport molar optim care poate conduce la obținerea unor rezultate favorabile.

Fig. 5 - Rezultate comparative coagulare cu PAX XL 1 și PAX XL 30.

3.4. Determinări cu reactivi pe bază de fier

Au fost efectuate teste de coagulare-floculare cu reactivi tip policlorura de aluminiu+fier (PAX XL 33-5.7% Al + 0.5% Fe, raport molar 1.55), respectiv tip clorură ferică (PIX 111-13.7% Fe, raport molar 1.00). În figura 6 sunt prezentate rezultatele comparative obținute cu acești reactivi.


Fig. 6 - Rezultate comparative coagulare cu PAX XL 3, PIX 111 si PIX 115.

În cazul folosirii reactivului PAX XL 33 turbiditatea reziduală obținută la o doza de 1.5 mg metal/l (metal = Al+Fe) a fost 1.5 NTU, respectiv 3.5 NTU în cazul folosirii clorurii ferice PIX 111.

Conținutul în susbtanțe organice în cazul unei doze de 20 mg/l PAX XL 33, a scăzut de la 8.21 mg KMnO4/l în apa brută, la 7.58 mg KMnO4/l (o reducere de 7%). În cazul unei doze de 3.836 mg Fe3+/l-PIX 111, oxidabilitatea a scăzut de la 8.21 mg KMnO4/l în apa brută, la 6.32 mg KMnO4/l (o reducere de 23%).

3.5. Determinări cu reactivi tip polisulfat de aluminiu

Au fost efectuate teste de coagulare-floculare cu reactivii UPAS 1220, UPAS 820. Conținutul în aluminiu al acestor reactivi este: UPAS 820-3.9% aluminiu, UPAS 1220-3.9% aluminiu (în raport cu 8.1 la sulfatul de aluminiu). În figura 7 sunt prezentate rezultatele testelor de coagulare cu reactivi tip UPAS și sulfat de aluminiu.

Se constată o comportare bună a reactivilor UPAS pentru doze reduse (0.4-0.8 mg Al3+/l). Astfel turbiditatea reziduală pentru gama de doze menționată este de 0.5-0.6 NTU, în raport cu 2.8-3.0 NTU la doze identice de sulfat de aluminiu.

Fig. 7 - Rezultate comparative coagulare cu UPAS 1220 si UPAS 820

4. Concluzii

Se constată o comportare bună a reactivilor PAX XL 30 și UPAS 1220 pentru doze între 1-2 mg Al3+/l. Astfel turbiditatea reziduală pentru gama de doze menționată anterior este de 0.75-0.25 oNTU în raport cu 1.2-1.4 oNTU la doze identice de sulfat de aluminiu.


Fig. 8 - Rezultate comparative coagulare cu Al2(SO4)3, PAX 14, PAX 18, PAX XL 1, PAX XL 30 si UPAS 1220.

Concluziile testelor de coagulare-floculare cu sulfat de aluminiu arată posibilitatea obținerii unor rezultate favorabile, dar cu doze foarte mari, care indică clar restabilizarea și apariția unor valori ale aluminiului rezidual în gama de 0.1-0.15 mg Al3+/l care deteriorează procesele de tratare din aval.

Rezultatele obtinute cu reactivi PAX XL 30 si UPAS 1220 indică:

- posibilitatea obținerii unor rezultate deosebite (0.5 oNTU) cu doze de trei ori mai reduse în raport cu utilizarea sulfatului de aluminiu;

- realizarea procesului de coagulare-floculare cu doze reduse de Al3+ reprezintă soluția unică în cazul unor ape în care turbiditatea sau concentrația coloizilor este redusă;

- va fi necesară o analiză tehnico-economică pentru adoptarea deciziei finale.

Bibliografie [1] Păun, V. – Raport de Cercetare II „Studii și cercetări de laborator și „in situ” privind procesele de coagulare-

floculare”, București, 2010. [2] Păun, V. – Raport de Cercetare III „Dimensionarea construcțiilor și instalațiilor pentru procesele de coagulare-

floculare din Uzinele de Tratare Apă Potabilă”, București, 2011 [3] Păun, V. – „Experimental studies and researches concerning coagulation-flocculation processes”, 1st Danube-

Black Sea Regional Young Water Professionals Conference „Innovations in the field of water supply, sanitation and water quality”, Bucharest, june 2011.

[4] *** Legea 311/2004 privind calitatea apei potabile [5] ***Directiva 98/83/EEC privind calitatea apei destinate consumului uman

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 0,5 1 1,5 2 2,5

PAX 14 (7.36% Al)Al₂(SO₄)₃ (8.1% Al)PAX 18 (9.1% Al)Tu

rbid

itate

rezi

duală

(NTU

)

Doze (mg/l)


DETERMINAREA RISCULUI LA INUNDAȚII PE UN SUB-BAZIN HIDROGRAFIC

FLOOD RISK DETERMINATION ON A SUB - WATERSHED

Adelina Elena STOICA1

Rezumat: Inundațiile, fenomene naturale care au marcat și vor marca dezvoltarea societății umane, sunt cele mai răspândite și mari dezastre naturale producătoare de daune materiale și victime omenești. Lucrarea abordează probleme legate de evaluarea zonelor inundabile, de întocmire a hărților de vulnerabilitate și risc la inundații și de identificare a unui cadru de abordare unitară a evaluării și gestionării acestor zone, printr-un model conceptual original. Sunt stabilite criterii de evaluare ale zonelor sensibile la inundaţii pe baza identificării, analizei şi evaluării riscului, ca rezultat al interacțiunii dintre hazard și vulnerabilitatea zonelor supuse inundațiilor. Evaluarea zonelor sensibile la inundații constituie o problemă de actualitate, în contextul schimbărilor climatice care au loc, fiind abordată frecvent atât pe plan naţional cât şi internaţional, încercându-se să se găsească cele mai bune strategii şi soluţii de management integrat.

Cuvinte cheie: modelare matematică, zone inundabile, hărți de inundabilitate, hărți de risc

Abstract: Floods, natural phenomena that marked and will mark the development of human society are the most common natural disasters and large producing damage and fatalities. The paper addresses issues related to the assessment of flood plains, drawing up maps and flood risk vulnerability and identifies a framework for unified approach to the evaluation and management of these areas through a original conceptual model. Evaluation criteria are established areas susceptible to flooding based on the identification, analysis and risk assessment as a result of the interaction between hazard and vulnerability areas subject to flooding. Evaluation of areas susceptible to flooding is a topical issue in the context of climate change taking place frequently both nationally and internationally, trying to find the best strategies and integrated management solutions.

Keywords: mathematical modeling, flood zones, flood maps, risk maps

1. Introducere

Inundaţiile sunt fenomene naturale care nu pot fi prevenite. Cu toate acestea, unele activităţi umane (cum ar fi numărul mare de aşezări umane şi de bunuri economice aflate în zone inundabile, precum şi reducerea capacităţii de retenţie naturală a apei prin exploatarea terenurilor) şi schimbările climatice contribuie la creşterea probabilităţii survenirii inundaţiilor.

În România, managementul riscului la inundaţii este stabilit prin normele metodologice privind modul de elaborare şi conţinutul hărţilor de risc natural la inundaţii, precum şi strategia naţională de management al riscului la inundaţii.

Evaluarea vulnerabilității reprezintă identificarea elementelor care sunt supuse riscului și analiza cauzelor pentru care aceste elemente sunt supuse riscului. Vulnerabilitatea implică atât

1 drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics). Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Virgil Petrescu, Universitatea Tehnică de Construcții București (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), Departamentul de Hidraulică și Protecția Mediului (Hydraulics and Environmental Protection Department), email: [email protected]


susceptibilitatea la daune fizice şi economice şi lipsa de resurse pentru recuperarea rapidă în urma unui dezastru.

Trei elemente sunt esențiale în evaluarea riscului: hazardul, vulnerabilitatea și suportabilitatea. Astfel, riscul se poate defini în funcție de cele trei elemente, după cum este prezentat în fig. 1.

Semnificaţia riscului depinde atât de natura impactului asupra receptorului, cât şi de probabilitatea manifestării acestui impact.

Fig. 1 - Definirea riscului

Scopul final al evaluărilor de risc este de a realiza diagrame probabilitate – consecinţe, prin care să se poată exprima amploarea daunelor care ar fi provocate de un potenţial accident în raport cu probabilitatea de producere a acestuia.

2. Stabilirea limitelor de inundabilitate

Stabilirea limitelor de inundabilitate pentru o anumită zonă sensibilă la inundații se poate face prin modelare matematică și simulare numerică, utilizând diferite programe de calcul, iar apoi toate rezultatele obţinute se pot asocia unei baze de date geospaţială într-un sistem GIS (Geographical Information System).

În această lucrare, limitele de inundabilitate au servit la analizarea și evaluarea vulnerabilității anumitor zone adiacente unui râu, din punctul de vedere al producerii efectelor negative (cu dimensiuni sociale, economice, ecologice etc.), astfel încât, pe baza unor modele conceptuale, să se obțină, în final, hărți de risc la inundații. În continuare este prezentată metodologia de lucru pentru determinarea zonelor inundabile pentru bazinul hidrografic al râului Câlnău, afluent al râului Buzău (fig. 2 și fig. 3), pe baza modelării matematice a curgerii cu suprafață liberă utilizând HEC-RAS și ArcGIS-ul (HEC-GeoRAS) și a datelor din măsurători avute la dispoziție.

Programul HEC-RAS, produs de U.S. Army Corps of Engineers, Hydrologic Engineering Center, este unul din cele mai cunoscute şi utilizate pachete de programe din lume, privind analiza sistemelor hidrografice. Modelul poate efectua calculul suprafeţei libere a apei în mişcare permanentă, gradual variată și nepermanența pe râuri în regim natural sau canale construite. Drept date de intrare și condiții la limită acesta permite:

- descrierea albiilor compuse ale profilelor transversale prin date cote – lăţime albie cumulată în funcţie de un reper fix;

- chei limnimetrice în profilul de calcul amonte (pentru regim rapid), în profilul de calcul aval (pentru regim lent), în profile de calcul amonte şi aval (pentru regim mixt);


- debite de calcul în funcţie de probabilităţile de depăşire şi de tronsoanele de calcul.

Pentru curgerea permanentă HEC-RAS rezolvă ecuațiile [1, 2]: 2 2

1 1 2 21 1 2 22 2 r

V Vz h z h hg g

α α+ + = + + +

(1) în care:

h1, h2 – adâncimile apei în secțiunile transversale 1 și 2 [m];

z1, z2 – cotele geodezice ale talvegului [m];

V1, V2 – vitezele medii pe secțiune (debit/aria de curgere) [m/s];

α1, α2 – coeficienții lui Coriolis de neuniformitate a vitezelor [-];

g – accelerația gravitațională [m/s2];

hr – pierderea totală de sarcină între secțiunile 1 și 2 [m].

Pentru calculul pierderilor de sarcină programul HEC-RAS folosește formulele Chézy (2) și Manning (3) corespunzătoare mișcărilor uniforme, chiar dacă mișcarea este gradual-variată sau nepermanentă.

2 13 21V C R i R i

n= ⋅ = ⋅ ⋅

(2) 2 1

1 3 22 ⋅ ⋅

= =A R iQ Ki

n (3) în care:

C – coeficientul lui Chézy [m1/2/s];

R – raza hidraulică [m];

I = i – panta hidraulică egală cu panta patului albiei [-];

n – coeficientul de rugozitate;

K – modulul de debit [m3/s].

În cazul mișcărilor nepermanente, gradual-variate, programul de calcul HEC-RAS utilizează ecuațiile Saint-Venant. Pentru rezolvarea numerică, HEC-RAS foloseşte metoda diferențelor finite (MDF), utilizând o schemă în patru puncte, care poate uneori să conducă la instabilitate numerică. Există mai mulți factori care contribuie la instabilitatea soluţiei numerice, precum modificări bruşte ale geometriei albiei (îngustări sau lărgiri de secţiune, variaţia importantă a pantei longitudinale a patului albiei, prezenţa unor construcţii hidrotehnice etc.). Se recomandă analizarea sensibilității, preciziei şi stabilității soluţiei numerice pentru determinarea corectă a pașilor de spaţiu şi de timp.

2.1. Date de intrare

Pentru exemplificare, se prezintă metodologia de lucru pentru determinarea zonelor inundabile pentru bazinul hidrografic al râului Câlnău, afluent al râului Buzău, pe baza modelării matematice a curgerii cu suprafață liberă, utilizând HEC-RAS și ArcGIS-ul (HEC-GeoRAS) și a datelor din măsurători avute la dispoziție (fig. 2) [3].

Studiul are la bază date de intrere obținute din măsurători. Convenţional, aceste date au fost grupate în: date GIS și date INHGA (Institutul Național de Hidrologie și Gospodărirea Apelor).


Ele cuprind informaţii cu privire la topografia terenului şi a albiilor, măsurători ale precipitaţiei, debitelor și nivelurilor, precum şi chei limnimetrice în secțiuni caracteristice.

Fig. 2 - Bazinul hidrografic al râului Buzău Fig.3 - Zona amplasamentului ales pentru analiză

2.1.1. Date GIS

Râul Câlnău, afluent de stânga al râului Buzău, are o suprafață a bazinului hidrografic de 207 km2 și o lungime de 49 km. Determinarea zonelor inundabile, prin modelare matematică, s-a realizat între stațiile hidrometrice Costomiru și Potârnichești, pe o lungime a râului de 32 km.

Pentru prelucrarea hidrodinamică s-au folosit următoarele date: modelul digital al terenului, ridicări topo și batimetrice ale albiei râului, date referitoare la debite medii zilnice şi date despre viiturile înregistrate în anul 1991 şi anul 2005 pe acest sector de râu, date obținute din modelul hidrologic (ploaie-scurgere) și date despre structurile hidrotehnice de pe cursul de apă [4, 5].

Modelul digital al terenului s-a obţinut prin procesarea datelor Lidar, în format raster cu rezoltuţia de 2 m şi cu o precizie de 25 cm. La delimitarea acestuia s-a folosit un buffer de 1.5 km de o parte şi de alta a râului Buzău pe tronsonul de râu ales. Modelul digital astfel obținut a fost completat pentru îmbunătățirea rezoluției acestuia și modelării corecte a albiei râului cu ridicari topo și batimetrice efectuate în zona de studiu [6].

La nivelul B.H. Câlnău au fost disponibile următoarele date: - modelul digital al terenului în format ESRI ArcInfo ASCII cu rezoluţia de 2 m, tile-uri

2x2 km, urmărind traseul râului Slănic; - planurile topografice şi releveele podurilor de pe râul Câlnic în format dwg; - poligon reprezentând „luciul apei” râului Slănic, în format shp; - talvegul râului Câlnic în format shapefile.

2.1.2. Date INHGA Datele INHGA disponibile la nivelul sub-bazinului râului Câlnău au fost:

- Precipitaţii - datele despre precipitații au fost valori medii zilnice, pe perioada 01.01.2001 -31.12.2006;

- Debite și niveluri medii zilnice - datele referitoare la debite au fost sub forma valorilor medii zilnice, pe perioada 01.01.2001 - 31.12.2006;

- Chei limnimetrice au fost furnizate pentru perioada 01.01.2001 - 31.12.2006; - Viituri înregistrate la fiecare stație hidrometrică au fost în anii 1969, 1971, 1975, 1980,

1984 și 1991, din perioada anterioara anului 2001. Pentru perioada ulterioară anului 2001, a fost furnizată viitura din anul 2005, măsurată numai în staţia Costomiru.


2.2. Rezultate obținute

Pentru stabilirea limitelor de inundabilitate s-a realizat modelarea în regim permanent pentru debitele cu probabilitatea de depășire de:

Q0,1% = 274 m3/s;

Q1% = 147 m3/s;

Q5% = 82 m3/s;

Q10% = 60 m3/s.

Pentru o mai bună evidențiere a limitelor de inundabilitate și a evoluției acestora în funcție de debite cu diferite probabilități de depășire, s-a ales o zonă din cadrul bazinului hidrografic al râului Câlnău, și anume zona podului care face legătura între localitățile Zărnești și Fundeni (fig. 3).

În principiu, prin îngustarea secţiunii de scurgere în dreptul podurilor și podețelor, în amonte se produce o supraînălţare a nivelului apei care poate contribui uneori în mod însemnat la definirea limitelor de inundabilitate, acestea acționând ca baraje în calea undelor de inundații. În continuare, se prezintă adâncimile apei pentru amplasamentul ales (fig. 4 - fig. 7).

Fig. 4 - Adâncimea apei pentru Q10% = 60 m3/s în zona localităților

Zărnești – Fundeni

Fig. 5 - Adâncimea apei pentru Q5% = 82 m3/s în zona localităților


Fig. 6 - Adâncimea apei pentru

Q1% = 147 m3/s în zona localităților Zărnești – Fundeni

Fig 7 - Adâncimea apei pentru Q0,1% = 274 m3/s în zona localităților



3. Întocmirea hărților de risc la inundații

Metodologia de întocmire a hărților de risc prezentată în acest articol este exemplificată în figura 8. Această metodologie presupune evaluarea riscului asociat inundațiilor, din punct de vedere calitativ și cantitativ, parcurgând următoarele etape:

- evaluarea vulnerabilității la inundații pentru componentele sociale, economice, de mediu și instituționale, prin analiza utilizării terenului și a datelor social economice disponibile;

- evaluarea hazardului, prin determinarea nivelului apei, limitelor de inundabilitate, adâncimii apei, vitezei apei, transportului de sedimente pentru debite cu diverse probabilități de depășire;

- evaluarea extinderii posibilelor daune pe baza analizei de vulnerabilitate;

- întocmirea hărților de inundabilitate, pentru debitele cu diverse probabilități de depășire, rezultate din evaluarea hazardului.

Fig.8 - Întocmirea hăr�ilor de risc la inunda�ii

Pentru construirea hărților de risc, s-au întocmit mai întâi hărțile cu utilizarea terenurilor, în vederea identificării posibililor receptori vulnerabili la inundații. Astfel, pentru cele două zone analizate, s-au identificat următoarele utilizări: agricultură, ferme zootehnice, infrastructură și zone rezidențiale.

Metodologia propusă pentru întocmirea hărților de risc presupune parcurgerea următorilor pași: - întocmirea hărților de inundabilitate cu indicarea extinderii zonelor inundate, a nivelului

și a adâncimii apei;

- realizarea hărții cu utilizarea terenului în zona analizată;

- estimarea gradului de risc în funcție de adâncimea apei și utilizarea terenului;

- calculul unui coeficient specific de daune;

- întocmirea hărților de risc.

Pentru determinarea riscului, s-a introdus noțiunea de coeficient de daune. Acest coeficient specific reprezintă procentul din valoarea de utilizare a unui teren care este afectată de inundații. De exemplu, dacă o proprietate are valoarea de 50.000 de euro și ea este inundată de apă cu o adâncime de 1 m, coeficientul de daune fiind 0,16, atunci dauna este 50.000 euro x 0,16 = 8.000 euro.


Pentru fiecare categorie de folosință a terenului, dauna maximă este calculată pe unitatea de suprafață sau de lungime. Între daună și adâncimea apei există o corelație, de regulă neliniară, și care diferă în funcție de utilizarea terenului.

Metodologia de întocmire a hărților de risc a presupus, pentru fiecare celulă a raster-ului cu extinderea inundației, calculul unui coeficient de daune în funcție de adâncimea apei și utilizarea terenului.

Fig. 9 - Hartă de risc pentru Q10% = 60 m3/s

în zona Zărnești – Fundeni Fig. 10 - Hartă de risc pentru Q5% = 82 m3/s

în zona Zărnești – Fundeni

Fig. 11 - Hartă de risc pentru Q1% = 147 m3/s

în zona Zărnești – Fundeni Fig. 12 - Hartă de risc pentru Q0,1% = 274 m3/s

în zona Zărnești – Fundeni

Formulele folosite pentru determinarea coeficientului de daune au rezultat din aproximarea graficelor de variație a daunelor unei anumite folosințe a terenului în funcție de adâncimea apei, formule deduse din literatura de specialitate, bazate pe evaluări ale diverselor daune produse de inundații prin aproximarea cu funcții polinomiale de gradul 5. Cu ajutorul acestor funcții, care depind de adâncimea apei și utilizarea terenului, s-au folosit operații pe raster și s-a obținut raster-ul cu distribuția coeficienților de daune în interiorul limitelor de inundabilitate.

4. Concluzii

Lucrarea abordează probleme legate de evaluarea zonelor sensibile la inundații, de întocmire a hărților de vulnerabilitate și risc la inundații și de găsirea unui cadru de abordare unitară a evaluării și gestionării acestor zone, prin aplicarea unui model conceptual original.


De asemenea, sunt stabilite criterii de evaluare ale zonelor sensibile la inundaţii pe baza identificării, analizei şi evaluării riscului, ca rezultat al interacțiunii dintre hazard (fenomenul hidrologic aleatoriu) și vulnerabilitatea zonelor supuse inundațiilor.

Evaluarea zonelor sensibile la inundaţii constituie o problemă de actualitate şi este abordată frecvent atât pe plan naţional, cât şi internaţional, încercându-se să se găsească cele mai bune strategii şi soluţii de management integrat a acestora.

Stabilirea limitelor de inundabilitate pentru o anumită zonă supusă riscului de inundare se poate face prin modelare matematică numai având la dispoziție o multitudine de date de bază, care să ofere condițiile inițiale și la limită cu o precizie satisfăcătoare pentru simularea numerică. Rezultatele modelării se pot asocia unei baze de date geospaţială, într-un sistem GIS.

La întocmirea hărților de risc la inundații s-a ținut seama de:

- limitele geometriei modelului, care definesc limitele zonei de studiu;

- elementul hidrologic, în ceea ce priveşte structura şi proprietăţile generale ale cursurilor de apă care formează bazinul hidrografic analizat;

- limitele de inundabilitate, care se referă la extinderea și la nivelul apei în zona analizată, în funcție de debitele cu probabilități de depășire diferite;

- posibili receptori și utilizarea terenului, respectiv ecosistemele de mediu care au o dependenţă de apa de suprafaţă, cum ar fi ecosistemele de zone umede, specii acvatice pe cale de dispariţie sau comunități importante de vegetaţie,

- factori antropici, care pot influenţa procesele hidrologice etc.

Lucrarea a încercat să răspundă la probleme legate de evaluarea zonelor sensibile la inundații și de evaluare a riscului la inundații pentru găsirea unor măsuri de gestiune a acestor zone.

Bibliografie

[1] Cioc, D. – Hidraulică, Editura Didactică şi Pedagogică, București, 1983 [2] *** US ARMY CORPS OF ENGINEERS - HEC-RAS, River analysis system user’s manual, 2009 [3] *** US ARMY CORPS OF ENGINEERS - HEC-GeoRAS GIS Tools for support of HEC-RAS using ArcGIS

user’s manual, 2009 [4] Dimache, A., Mănescu, M. - Rețele edilitare, Editura Matrix, București, 2006 [5] Hâncu, S. – Hidraulică teoretică şi aplicată, Editura Tehnică, București, 2008 [6] Constantinescu, Şt. - Observaţii asupra unor indicatori morfometrici determinaţi pe baza MNAT, Available

online - URL: http://earth.unibuc.ro/articole/observatii-asupra-indicatorilor-morfometrici-determinati-pe-baza-mnat, Geospaţial.org, Bucureşti, 2006

[7] *** Comparison between different flood risk methodologies, Action 3B Report, Safe Coast, 2008 [8] Stănescu, V., Drobot, R. – Măsuri nestructurale de gestiune a inundațiilor, Bucureşti *H*G*A*, 2002


ESTIMAREA REZISTENŢEI LA OBOSEALĂ A MIXTURILOR BITUMINOASE AEROPORTUARE

ESTIMATE THE FATIGUE RESISTANCE OF BITUMINOUS MIXTURES AIRPORT

Claudia SURLEA1

Rezumat: Studiul comportamentului mixturilor bituminoase este un subiect foarte vechi în literatura de specialitate, mulţi specialişti în domeniu încercând să explice cauzele degradărilor, având în vedere diferiţi factori.În proiectarea structurilor rutiere, oboseala a constituit întotdeauna un factor important, ce a trebuit luat în considerare. Oboseala apare şi evoluează din cauza deformaţiilor de întindere repetate provenite din încărcările date de trafic care determină eforturile de întindere din stratul rutier. Valoarea maximă a acestor deformaţii de întindere se găseşte la partea inferioară a stratului bituminos.Durata de viaţă la oboseală a mixturilor bituminoase este o problemă de mare importanţă. Ea se ia în considerare în calculul unei structuri rutiere care va trebui astfel dimensionată încât să reziste unui trafic cât mai mare. Scopul acestui articol este de a estima comportarea la oboaseală a unei mixturi bituminoase aeroportuare BBA 16 (proiectate atât prin Metoda Marshall, cât şi prin Metoda Superpave având în vedere Norma Franceză NF P 98-131, French Design Manual LCPC – 2007 şi Norma Europeană SR EN 13108-1), având în vedere Normele Europene SR EN 12694-24, SR EN 13108 - 20.

Cuvinte cheie: mixtura bituminoasă, aeroport, oboseală, degradare

Abstract: The study of bituminous mixtures behavior is a very old literature, many scholars in the field trying to explain the causes of degradation, in view of various factors. In the design of road structures, fatigue was always an important factor, which had taken into account. Fatigue occurs because of deformation evolves from repeated tensile loads of traffic data which determined efforts tensile road layer. Maximum tensile deformation of these is at the bottom of the bituminous layer.Fatigue life of bituminous mixtures is a matter of great importance. She is taken into account in calculating a road structure will be dimensioned to withstand a higher traffic.Ascultaţi The objective of this research is to estimate the fatigue behavior of bituminous mixtures airport BBA 16 (the design of airport asphalt mix recipe was made by both the Marshall and SUPERPAVE method and framed according to French Norm NF P 98-131, LCPC French Design Manual - 2007 and European Norm SR EN 13108-1), by framed according to European Standard SR EN 12694-24 as "Resistance to fatigue" and European Standard SR EN 13108-20 as "Type testing".

Keywords: bituminous mixture, airport, fatigue, degradation

1. Introducere

Mixturile bituminoase s-au folosit la început în alcătuirea structurilor rutiere pentru drumuri, ca în urmă cu câţiva ani să înceapă să fie folosite şi în structurile rutiere ale suprafeţelor aeroportuare.

Literatura de specialitate internaţională este relativ nouă, iar cea naţională este practic inexistentă, în domeniul mixturilor bituminoase pentru aeroporturiÎn domeniul mixturilor bituminoase pentru aeroporturi experinta romanească nu este relevantă. [1] 1 Asistent drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. univ.dr.ing. Constantin Romanescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea Căi Ferate, Drumuri şi Poduri (Faculty of Railways, Roads and Bridges)


În 1944 s-au folosit pentru prima data straturi bituminoase la pistele aeroportuare, şi anume la pista numărul 1 de la Aeroportul Internaţional Henri Coandă Bucureşti. Structurile rutiere pentru aeroporturi şi cele pentru drumuri fac parte din aceeaşi familie structurală. Ambele au obligaţia să construiască o platformă rezistentă la un nivel de trafic dat, iar desfăşurarea traficului trebuie să se facă în condiţii de securitate şi confort.

Unele aspecte datorită cărora folosirea structurilor flexibile pe zonele aeroportuare (pista – suprafaţa amenajată pentru decolarea şi aterizarea aeronavelor; calea de rulare – suprafaţa destinată circulării la sol a aeronavelor, ce face legătura între două sectoare ale aeroportului; platforma – suprafaţa destinată îmbarcării/ debarcării pasagerilor, încărcării/descărcării mărfurilor, alimentării cu combustibil, staţionării/parcării sau lucrărilor de întreţinere) este din ce în ce mai curentă sunt: au aderenţă corespunzătoare, sunt mai uşor de executat decât structurile rutiere rigide, şi nu au rosturi.

Dintre materialele componente ale unei structuri rutiere flexibile sau mixte mixtura bituminoasă este considerată a fi cel mai important material ce trebuie caracterizat cu acurateţe.

După cum bine se ştie mixtura asfaltică trebuie să fie atât de flexibilă la temperaturi scăzute pentru a preveni fisurarea, cât şi suficient de rigidă la temperaturi ridicate pentru a preveni ornierajul.

O comportare bună a mixturii asfaltice în exploatare presupune o reţetă bine proiectată a mixturii asfaltice şi o compactare corespunzătoare in situ.[2]

Scopul acestui articol este de a estima comportarea la oboaseală a unei mixturi bituminoase aeroportuare BBA 16 (proiectate atât prin Metoda Marshall, cât şi prin Metoda Superpave având în vedere Norma Franceză NF P 98-131, French Design Manual LCPC – 2007 şi Norma Europeană SR EN 13108-1), având în vedere Normele Europene SR EN 12694-24, SR EN 13108 - 20.

Studiile au fost realizate în Laboratorul de Drumuri al Facultăţii de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, din cadrul Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti.

2. Materiale utilizate

Reţeta proiectată este a unei mixturi asfaltice folosită pentru stratul de uzură al structurilor aeroportuare (piste, cai de rulare şi platforme), mixtură ce are dimensiunea maximă a granulei de 16 mm.

Bitumul folosit este un bitum OMV modificat, special pentru aeroporturi, cu caracteristicile din tabelul 1.

Tabel 1

Caracteristicile bitumului Proprietăţi Rezultate Inel şi bilă (oC) 90 Penetraţie la 25oC (0.1mm) 48.6 Ductilitate (cm) 91.5 Punct de rupere Frass (oC) -14.6 Revenire elastică 10oC (%) 82 Revenire elastică 25oC (%) 87.5 RTFOT (pierderea de masă) (%) 0.213 Inel şi bilă după RTFOT (oC) 91 Creştere inel şi bilă (oC) 1 Penetraţie 25 30.1 Penetraţie remanentă (%) 61.93 Revenire elastică 10oC (%) 62.5 Revenire elastică 25oC (%) 84 Vâscozitate 135° = 1.225; 150° = 0.595; 160° = 0.410


Agregatele folosite (sorturi 8/16, 4/8 si 0/4) au fost din cariera REVĂRSAREA cu caracteristicile din tabelele 2 şi 3.

Tabel 2

Caracteristicile agregatelor

Caracteristica Sort 4-8 Sort 8-16 Densitatea aparentă (g/m3) - 2.79-2.86 Porozitatea aparentă (%) - 1.45-1.54 Densitatea în grămadă (kg/m3)

în stare afânată 1396-1437 1370-1371 în stare îndesată 1599-1659 1618-1621

Volum de goluri (%) 41 39 Uzura Los Angeles (%) 16-16.2 12-12.6 Rezistenţa la îngheţ – dezgheţ (%) - 0.62 Rezistenţa la strivire – uscat (%) - 92.4-93.2 Rezistenţa la strivire – saturat (%) - 90-90.4

Tabel 3

Caracteristicile agregatelor

Caracteristica Sort 0-4 Valori minime

Valori medii Valori maxime

Densitatea în grămadă (kg/m3)

în stare afânată 1518 1610 1620 în stare îndesată 1705 1708 1710

Coeficient de activitate CA=ENM/EN - 1.15 -

Filerul a fost un filer de calcar de HOLCIM, cu caracteristicile din tabelul 4. Tabel 4

Caracteristicile filerului

Caracteristica Valori Conţinut de carbonat de calciu (%) 93.75 Umiditate (%) 0.34 Coeficient de hidrofilie 0.69 Densitate aparenta dupa sedimentare in benzen sau toluen (g/cm3)

0.67

Coeficient de goluri in stare compactată 0.34

3. Teste de laborator şi condiţii de testare

Testele au fost realizate în concordanţă cu Normele Europene în vigoare.

Pentru evaluarea rezistenţei mixturii bituminoase aeroportuare proiectate s-au avut în vedere Normele Europeane SR EN 12697–24 şi SR EN 13108 – 20 şi Bituminous Mixtures Design Guide.

Încercările efectuate au fost: încercarea la încovoiere în două puncte pe probe trapezoidale, la o frecvenţă de 25Hz şi o temperatură de: 10oC şi 15oC (epruveta este încastrată la baza mare, iar solicitarea este aplicată în partea de sus, la baza mică), încercarea la încovoiere în două puncte pe probe prismatice la o frecvenţă de: 25 Hz şi 30Hz şi o temperatură de: 15oC şi 30oC (epruveta este încastrată la baza de jos, iar solicitarea este aplicată în partea de sus, la baza de sus).

4. Rezultate experimentale

Rezultatele obţinute din încercările prezentate la punctul 3 pe mixtura bituminoasă proiectată sunt prezentate în cele ce urmează.


Rezultatele obţinute în urma încercării la încovoiere în două puncte pe probe trapezoidale sunt prezentate în figurile 1 şi 2.

Fig. 1 - Dreapta de oboseală a mixturii bituminoase BBA 16 pentru o temperatură de 10oC

Fig. 2 - Dreapta de oboseală a mixturii bituminoase BBA 16 pentru o temperatură de 15oC

Rezultatele obţinute în urma încercării la încovoiere în patru puncte pe probe prismatice sunt prezentate în figurile 3, 4 şi 5.

Fig. 3 - Dreapta de oboseală a mixturii bituminoase BBA 16 pentru o temperatură de 15oC şi o frecvenţă de 30 Hz


Fig. 4 - Dreapta de oboseală a mixturii bituminoase BBA 16 pentru o temperatură de 15oC şi o frecvenţă de 25 Hz

Fig.5 - Dreapta de oboseală a mixturii bituminoase BBA 16 pentru o temperatură de 30oC şi o frecvenţă de 30 Hz

Panta dreptelor de oboseală pentru încercarea la încovoiere în două puncte s-a determinat în urma unei reprezentări în scară dublu lg conform figurii 6.

Valorile obţinute pentru pantă sunt prezentate în tabelul 5. Tabel 5

Valori pantă

Temperatura (oC) Frecventa (Hz) Parametrul (1/b) Ecuaţia dreptei 10 25 -11.183 y= -11.183x + 33.622 15 25 -8.80 Y=-8.80x +28.755

Fig. 6 - Drepte de oboseală ale mixturii bituminoase BBA 16 obţinute pe probe trapezoidale


Panta dreptelor de oboseală pentru încercarea la încovoiere în patru puncte s-a determinat în urma unei reprezentări în scară dublu ln conform figurii 7.

Valorile obţinute pentru pantă sunt prezentate în tabelul 6. Tabel 6

Valori pantă

Temperatura (oC) Frecvenţa (Hz) Parametrul b Ecuaţia dreptei 15 30 -0.0512 y = -0.0512x + 6.2308 15 25 -0.0895 y = -0.0895x + 6.7544 30 30 -0.0759 y = -0.0759x + 6.6506

Fig.7 - Drepte de oboseală ale mixturii bituminoase BBA 16 obţinute pe probe prismatice

Pe baza rezultatelor obţinute privind rezistenţa la oboseală pe probe trapezoidale şi pe probe prismatice, s-a întocmit tabelul 7 şi s-au reprezentat valorile aferente acestuia în figura 8.

Tabel 7

Rezistenţa la oboseală pe probe trapezoidale şi pe probe prismatice

Deformaţia (microdef.) Tip probă Temperatura (oC) Frecvenţa (Hz) Log (număr de cicluri)

250 2PB 15 25 7.17 4PB 30 30 6.38

350 2PB 15 25 6.07 4PB 30 30 4.72

450 2PB 15 25 4.2 4PB 30 30 3

y = 1,1148x - 1,7808R2 = 0,981

0

1

2

3

4

5

6

7

0 1 2 3 4 5 6 7 8

log (Numar de cicluri) - 2PB

log

(Num

ar d

e ci

clur

i) - 4

PB

Fig. 8 - Variaţia numărului de cicluri la rupere din încercarea pe probe trapezoidale funcţie de numărul de cicluri la

rupere din încercarea pe probe prismatice

ε = 350microdef.

ε = 450microdef.

ε = 250microdef.


Rezistenţa la oboseală, privind numărul de cicluri, pe probe trapezoidale se corelează cu rezistenţa la oboseală pe probe prismatice după o ecuaţie de următoarea formă:

7808.11148.1 −= xy 981.02 =R unde: y este logaritmul numărului de cicluri la rupere din încercarea pe probe prismatice;

x - logaritmul numărului de cicluri la rupere din încercarea pe probe trapezoidale;

5. Concluzii

Atât în cazul încercării la încovoiere în 2 puncte pe probe trapezoidale, cât şi în cazul încercării la încovoiere în patru puncte numărul de cicluri descreşte odată cu creşterea temperaturii indiferent de deplasarea respectiv deformaţia impusă;

În cazul încercării la încovoiere în patru puncte pe probe prismatice se observă că odată cu creşterea frecvenţei scade numărul de cicluri la oboseală pentru aceeaşi temperatură şi indiferent de deformaţia impusă.

Pentru un număr de cicluri de 106, o temperatură de 15° şi o frecvenţă de 25Hz în cazul încercării la încovoiere în patru puncte pe probe prismatice deformaţia este de 260μdef., iar în cazul încercării la încovoiere pe probe trapezoidale deformaţia este de 370μdef.

Având în vedere condiţiile specificate în SR EN 13108 – 20 pentru încercarea la oboseală atât pentru probele trapezoidale (10oC, 25Hz), cât şi pentru probele prismatice(30oC, 30Hz) se observă că:

- deformaţia pentru 106 cicluri este aproximativ egală în cazul celor două încercări;

- pentru încercarea pe probe trapezoidale deformaţia la 106 cicluri este aproximativ 300μdef., iar pentru încercarea pe probe prismatice este de aproximativ 280μdef;

Pentru orice deformaţie se poate determina variaţia rezistenţei la oboseală (număr de cicluri la rupere) pe probe trapezoidale funcţie de rezistenţa la oboseală (număr de cicluri la rupere) pe probe prsmatice, şi invers, pe baza ecuaţiei de corelare şi a coeficientului de corelare R2, prezentaţi.

Bibliografie

[1] Surlea, C. – Încercări de laborator privind stabilirea comportării mixturii bituminoase aeroportuare, Raport de cercetare doctorat, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, 2010

[2] Romanescu, C., Răcănel, C., Surlea, C. – Studiul unei reţete de mixtură asfaltică pentru aeroporturi, Conspress, Bucureşti, 2010, Simpozionul Ştiinţific Cercetare, Administrare Rutieră, ediţia a III a, pg.32-44

[3] Laboratoire Central des Ponts et Chaussees, Reseau Scientifique et Technique de l’Equipement, LCPC Bituminous Mixtures Design Guide, 2007

[4] SR EN 13108/20. Bituminous mixtures – Material specifications – Part 20: Type testing, 2005 [5] SR EN 12697/24. Bituminous mixtures – Test methods for hot mix asphalt – Part 24: Resistance to fatigue,

2005


DETERMINAREA REDUCERII CONSUMULUI BIOCHIMIC DE OXIGEN ÎN SCOPUL CUANTIFICĂRII FENOMENULUI DE

AUTOEPURARE DIN REŢELELE DE CANALIZARE

DETERMINING THE REDUCTION OF BIOCHEMICAL OXYGEN DEMAND FOR THE QUATIFICATION OF SELF-CLEANING

PHENOMENON FROM SEWAGE NETWORKS

Georgiana VASILE1

Rezumat: Articolul prezintă o metoda de calcul cu care se pot evalua cantitativ fenomenele de autoepurare a apei uzate menajere în timpul scurgerii de la utilizatori pana la staţia de epurare. Mai ales în zonele de şes unde pantele sunt mici şi în reţelele unitare de canalizare, pe de o parte apele menajere se scurg cu viteze foarte mici şi apa se găseşte în reţea un timp îndelungat până ce ajunge în staţia de epurare şi, pe de altă parte, gradul de umplere este foarte redus şi exista o suprafaţă mare de contact cu un volum mare de aer. În aceste condiţii, până să ajungă în staţia de epurare, substanţa organica din apa uzată suferă un important proces de oxidare, ceea ce uşurează sarcina treptei biologice a acesteia şi se soldează cu o producţie corespunzătoare de CO2. În baza unor modele matematice care descriu fenomenul de autoepurare, se calculează OBN cu care apa uzată intră în staţia de epurare din fiecare tub de canalizare al reţelei.

Cuvinte cheie: canalizare, apă uzată menajeră, program, OBN (oxigen biochimic necesar), autoepurare

Abstract: The article presents a calculation method that can automatically assess quantitatively the phenomena of wastewater self-cleaning during the wastewater flows from users to the wastewater treatment plant. Especially in lowland areas where the slopes are small and in the uniform sewer networks, on the one hand wastewater flow has low speeds and the water rests in the network a long time until it reaches the treatment plant and, on the other hand, the filling is very low and there is a large contact area with a large volume of air. In these circumstances, until it reaches the treatment plant, the organic substance from wastewater undergoes an important process of oxidation, which facilitates the task of its biological step and leads to a corresponding production of CO2. Based on mathematical models that describe the self-cleaning phenomena, is calculated BOD that enter wastewater treatment plant from each network sewerage tube.

Keywords: sewage system, wastewater, computer program, BOD (biochemical oxygen demand), self cleaning

1. Introducere

Procesele de canalizare au loc într-un sistem complex. Acestea cuprind: apa uzată, biofilmul, sedimentele de canalizare, atmosfera şi pereţii de canalizare, precum şi schimbul de substanţe relevante din întreaga interfaţă. Procesele care au loc în sistemul de canalizare afectează parţi ale sistemului urban, şi anume, atmosfera urbană cu substanţe urât mirositoare. În plus, instalaţiile de epurare a apelor uzate, nu primesc doar acele substanţe evacuate în canalizare, ci şi, produse care sunt rezultatul unor procese de canalizare.

Efectul neutralizării substanţelor organice asupra procesului de epurare al apei uzate îl constituie reducerea incărcării cu substanţe organice a treptei biologice din staţia de epurare. 1 Ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. dr. ing. Gabriel Tatu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnica (Faculty of Hydrotechnics)


Determinarea reducerii consumului biochimic de oxigen presupune evaluarea diferitelor fenomene fizico-chimico-biologice din apa de canalizare, ţinând seama de o serie de parametri hidraulici şi cei ai mediului ambiant.

2. Calculul autoepurarii

Oxigenul biochimic necesar (OBN) reprezintă cantitatea de oxigen, în g/m3, necesară pentru oxidarea - cu ajutorul bacteriilor - a substanţelor organice din apele uzate. Întrucât pentru epurarea apelor uzate este suficientă realizarea fazei de carbon, în laborator se stabileşte oxigenul biochimic necesar numai pentru această fază; această cantitate a fost denumită oxigenul biochimic necesar total (OBNtot) sau oxigenul biochimic necesar la 20 zile (OBN20).

Tabel 1

Valori măsurate ale OBN la diferite intervale de timp exprimate prin rapoartele OBNt/OBN20 şi OBNt/OBN5

t (zile) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 12 14 16 18 20 25OBNt/OBN20 0.21 0.37 0.50 0.61 0.69 0.76 0.81 0.85 0.88 0.91 0.95 0.97 0.98 0.99 1.00 1.07

OBNt/OBN5 0.30 0.54 0.73 0.88 1.00 1.10 1.17 1.23 1.28 1.32 1.36 1.40 1.43 1.44 1.45 1.46 Grad de epurare necesar. Măsura în care - prin epurare - trebuie corectate proprietăţile apelor uzate, poartă numele de grad de epurare necesar. Pentru apele uzate menajere, este suficient în general să se calculeze gradul de epurare necesar privind suspensiile, oxigenul biochimic necesar şi oxigenul dizolvat. Gradul de epurare necesar privind oxigenul dizolvat se poate de asemenea calcula prin metode exacte sau aproximative. Una dintre teorii susţine ca zilnic se consumă aceeaşi cantitate procentuală de oxigen, care variază funcţie de temperatură.

Tabel 2 Cantitatea procentuală de substanţe organice consumate zilnic funcţie de temperatură θoC 5 10 15 20 25 30

Consumul zilnic, în % 10.9 13.5 16.5 20.6 25.2 30.5

În figura 1 este comparat consumul de oxigen determinat prin măsuratori experimentale la temperatura de 20oC şi acelaşi consum estimat conform teoriei prin care zilnic se consumă 20.6% din OBN20, remarcându-se faptul că teoria este confirmată de măsuratorile experimentale.

Fig. 10 - Compararea consumului de oxigen determinat prin măsuratori experimentale şi consumul estimat la temperatura de 20oC


Astfel, consumul zilnic de oxigen se aproximează foarte bine cu relaţia (1), iar consumul total după n zile se estimează cu relaţia (2). Ziua Oxigen ramas (R) Oxigen consumat (C)

0 1 0 1 R1=1 C1=20.6%=0.206 2 R2=R1-C1=1-C1 C2=R2*C1=(1-C1)*C1

3 R3=R2-C2 ( ) ( ) ( )

( )( ) ( )21131113

1111122133

111

11223

CCCCCCC

CCCCCCRCRCCRR

−=⇒−−=⇒

⇒⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡⋅−−−=⋅−=⋅=

… i …

Ri = Ri-1-Ci-1 …

( ) 111 1 −−= i

i CCC ( 1 )

De la această constatare se poate construi un model al variaţiei OBN în timp şi în funcţie de temperatură.

Consumul zilnic:

C2=C1(1-C1)1 C3=C1(1-C1)2 C4=C1(1-C1)3 C5=C1(1-C1)4 CT5= C1(1-C1)1+ C1(1-C1)2+ C1(1-C1)3+ C1(1-C1)4…

Atunci, consumul total de OBN până în ziua n, va fi:

CTn=C1[1+(1-C1)0+(1-C1)1+(1-C1)2+(1-C1)3+(1-C1)n-1] (2) Folosind această teorie s-au căutat relaţii care să asigure determinarea consumului de oxigen la orice moment de timp şi pentru orice temperatură. Acest lucru s-a obţinut în 2 paşi:

- Consumul total de oxigen pentru temperaturi de 5oC, 10 oC, 15 oC, 20 oC, 25 oC, 30 oC, s-a aproximat cu o relaţie de tipul y=a(1-exp(-bx).

- Pentru parametrul „b” s-a căutat relaţia de variaţie funcţie de temperatură şi a rezultat o funcţie polinomială de tipul y=a+bx+cx2+dx3+ex4, în care a, b, c si e sunt:

a = 8,8094108E-02 b = 5,8589795E-03 c = -1,3677717E-04 d = 1,3147674E-05 e = -1,6297300E-07

În concluzie, consumul de oxigen la timpul t şi la temperatura TEMP poate fi aproximat cu un grad de precizie foarte ridicat cu relaţia:

OBN=(1-exp(8.8094108·et(-2)+5.8589795 et(-3)·T-1.3677717·et(-4)·Tt2+1.3147674 et(-5)·Tt3-1.62973·et(-7)·Tt4·t

Aplicat acest raţionament cantităţii procentuale de substanţe organice consumate zilnic funcţie de temperatură, s-a putut construi modelul consumului de oxigen funcţie de timp şi la temperaturi de 5oC, 10 oC, 15 oC, 20 oC, 25 oC, 30 oC, dar şi:modelul consumului de oxigen funcţie de timp şi orice temperatură.


Tabel 3 Modelul consumului de oxigen functie de timp si la temperaturi de 5oC, 10oC, 15oC, 20oC, 25oC, 30oC

Observations Ziua/ToC 5oC 10oC 15oC 20oC 25oC 30oC

Daily consumption of CBO

1 0.109 0.135 0.165 0.206 0.252 0.305

2 0.206 0.252 0.303 0.370 0.440 0.5173 0.293 0.353 0.418 0.499 0.581 0.6644 0.370 0.440 0.514 0.603 0.687 0.7675 0.438 0.516 0.594 0.684 0.766 0.8386 0.500 0.581 0.661 0.749 0.825 0.8877 0.554 0.638 0.717 0.801 0.869 0.9228 0.603 0.687 0.764 0.842 0.902 0.9469 0.646 0.729 0.803 0.875 0.927 0.96210 0.685 0.765 0.835 0.900 0.945 0.97411 0.719 0.797 0.862 0.921 0.959 0.98212 0.750 0.825 0.885 0.937 0.969 0.98713 0.777 0.848 0.904 0.950 0.977 0.99114 0.801 0.869 0.920 0.960 0.983 0.99415 0.823 0.886 0.933 0.969 0.987 0.99616 0.842 0.902 0.944 0.975 0.990 0.99717 0.859 0.915 0.953 0.980 0.993 0.99818 0.875 0.926 0.961 0.984 0.995 0.99919 0.888 0.936 0.967 0.988 0.996 0.999

20 0.901 0.945 0.973 0.990 0.997 0.999

Coefficient Data: Coefficient Data: Coefficient Data: Coefficient Data: Coefficient Data: Coefficient Data:

1 1 1 1 1 1

1.154E‐01 1.450E‐01 1.803E‐01 2.307E‐01 2.904E‐01 3.638E‐01

5 10 15 20 25 30

Exponential Association: y=a(1‐exp(‐bx)

a =

b =

T =

The function that aproximates the total consumption of CBO

Total consumption of CBO

Fig. 11 - Consumul de oxigen funcţie de timp şi temperaturi de 5oC, 10 oC, 15 oC, 20 oC, 25 oC, 30 oC

Fig. 12 - Consumul de oxigen funcţie de timp şi orice temperatură


3. Concluzii

În anumite condiţii hidraulice, topometrice şi geometrice (viteza lentă a apei, pante mici în lungul colectoarelor de canalizare etc...) fenomenul de autoepurare poate avea o amploare semnificativă pentru dimensionarea staţiei de epurare.

Pentru evaluarea acestui fenomen a fost elaborat un set de modele matematice şi, urmează sa fie scris, în limbajul de programare fortran, un program de calcul automat care să ţină seama de principalii factori de influenţă şi variaţia acestora în lungul reţelei.

Prin utilizarea programului, se va putea face o evaluare a reducerii „încărcării” staţiilor de epurare. În mod corespunzător, se pot trage concluzii privind reducerea costurilor de investiţie pentru construcţia staţiilor de epurare.

Se confirmă astfel, că metoda de calcul poate fi considerată un instrument eficace de evaluare a fenomenului de autoepurare ce poate fi utilizat de către factorii de decizie în ce priveşte realizarea de investiţii în staţiile de epurare şi în ce priveşte exploatarea reţelei de canalizare, contribuind la un management mai bun al întregului sistem de canalizare.

Modul în care a fost conceput modelul matematic permite, pe viitor, abordări mai complexe, acesta fiind unul din aspectele care vor putea fi abordate in perspectivă, în cadrul altor cercetări ştiinţifice.

Rezultatele obţinute în urma cercetărilor efectuate pot fi prezentate/diseminate în cadrul seminariilor ştiinţifice şi eventual adoptate de companiile de proiectare de reţele de canalizare, oferindu-le astfel o varianta imbunaţită a programelor de calcul hidraulic privind reţelele de canalizare.

Bibliografie

[1] Blitz, E., Trofin, P. – Canaliări, E.D.P., Bucureşti, 1956; [2] Cioc, D. – Hidraulica. Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983; [3] Dimache, Al., Mănescu, M. – Reţele edillitare. Editura MATRIX ROM BUCUREŞTI 2006; [4] Hvitved – Jacobsen, T. – Sewer processes. Microbial and Chemical Process Engineering of Sewer Networks,

CRC PRESS, 2002; [5] Ianculescu, O., Ionescu, GH., Racoviţeanu, R. – Epurarea apelor uzate, MATRIX ROM, 2001; [6] Luca., V.O, Luca, A. B – Hidraulica construcţiilor. Editura Orizonturi Universare.- Timişoara; [7] Mănescu, Al – Construcţii hidroedilitare, Conspress Bucureşti, 2010; [8] Mănescu, Al. – Alimentări cu apa şi canalizări. Editura CONSPRESS BUCUREŞTI, 2009; [9] Marin, S., Florescu, Al. – Probleme actuale privind refolosirea apelor uzate menajere şi industriale. I.D.T.,

Bucureşti, 1972; [10] Marin, S., Mănescu, Al. – Construcţii edilitare. CONSPRESS, 2010; [11] Negulescu, M – Canalizări. Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1978; [12] Negulescu, M. Epurarea apelor uzate orăşeneşti. Ed.Tehnică.Bucureşti, 1978; [13] Tatu, G. – Hydraulique II. Université Technique de Construction de Bucarest, 1998; [14] Tatu, G., Luca, O. – Environmental Impact of Free Surface Flows : Evaluation and Protection. Editura

Orizonturi Universitare, 2002;. [15] *** - SR 1846-1 : 2006 Canalizări exterioare. Prescriţii de proiectare. Partea 1 : Determinarea debitelor de ape

uzate de canalizare;


MODEL MATEMATIC PENTRU CALCULUL VARIATIEI CONCENTRATIEI DE FIER ÎNTR-O RETEA DE DISTRIBUTIE A APEI

MATHEMATICAL MODEL FOR THE ESTIMATION OF IRON CONCENTRATION IN A WATER DISTRIBUTION NETWORK

Mariana Adina VOICU1

Rezumat: Abordările existente la ora actuală privind calculul variatiei parametrilor de calitate ai apei, tratează problema parţial. Factorii care sunt implicaţii în acest fenomen sunt foarte mulţi şi de aceea fenomenul este deosebit de complex. În această lucrare se încearcă o abordare a variaţiei calităţii apei din punct de vedere a variaţiei concentratiei de fier, plecând de la un model matematic bazat pe fenomenul de propagare a undelor.

Cuvinte cheie: Sistem de distribuţie, calitatea apei, program de calcul, model matematic

Abstract: Currently existing approaches for calculating the variation of water quality parameters, in part address the issue. Factors that are implications for this phenomenon are many and therefore the phenomenon is highly complex. This paper tries an approach to water quality changes in terms of changes of iron concentrations, based on a mathematical model relying on wave propagation phenomenon.

Keywords: Distribution system, water quality, computer program, mathematical model

1. Introducere

Reţelele hidraulice cu conducte sub presiune sunt lucrări larg răspândite în diferite domenii ca: distribuţia apei în localităţii, termoficare, instalaţii de proiecţie contra incendiilor, irigaţii, instalaţii interioare, instalaţii uzinale şi altele. O problemă gravă, în general ignorată, este nivelul ridicat de poluare din reţelele în care există o perioadă prelungită de întrerupere a aprovizionării cu apă din cauza consumului neglijabil şi a regimului inadecvat de presiuni. Asemenea probleme conduc la creşterea riscurilor de sănătate publică deoarece apa devine încărcată cu agenţi patogeni ca urmare a contactului cu mediul ambiental poluat (de exemplu, sistemul de canalizare, şanţuri), prin fisurile din conductele de distribuţie a apei. De aceea în ţările în curs de dezvoltare, contaminarea reţelelor de distribuţie se produce frecvent, şi prezintă un mare pericol pentru sănătatea. Presiunile în sistemele de distribuţie a apei în ţările în curs de dezvoltare sunt adesea neglijabile din cauza perioadelor de întrerupere a alimentării cu apă şi poluanţii pot intra în sistem, prin conductele deteriorate s-au în timpul perioadelor cu presiune mica. Programul pentru calculul hidraulic al reţelei se bazează pe observaţia că un regim nepermanent în care condiţiile la limita rămân constante în timp tinde asimptotic către regimul permanent corespunzător condiţiilor la limită respective. Ca urmare, calculul s-a efectuat cu ajutorul programului LOVBE, pentru calculul loviturii de berbec, elaborat şi dezvoltat în cadrul Catedrei de Hidraulică şi Protecţia Mediului din cadrul Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti.

1 Drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (PhD, Technical University of Civil Engineering), Catedra de Hidraulica si Protectia Mediului (Department of Hydraulics and Environmental Protection), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. dr. ing. Gabriel Tatu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Hydrotechnical Faculty)


Programul LOVBE, scris în limbaj FORTRAN este destinat să efectueze calcule în regim nepermanent în sisteme hidraulice sub presiune de orice formă, prevăzute cu orice fel de dispozitive (armături, maşini hidraulice etc. ca de exemplu: turbopompă, vană de închidere bruscă, rezervor de nivel constant, hidrofor complex - orizontal, vertical, castel - cu secţiune circulară, cu secţiune oarecare, constanta sau variabila, ventil de aer, supapa de suprapresiune etc.). Pornind de la invariaţii Riemann, programul rezolvă ecuaţiile mişcării nepermanente folosind o schemă în diferenţe finite. Acest program prezinta, pentru calculul concentratiilor, avantajul ca fiecare artera este deja împărţită în tronsoane şi noduri de calcul care permit aplicarea metodei diferenţelor finite la calculul propagării şi modificării concentraţiilor substanţelor continute în apa care curge prin conducte.

2. Principii generale

Calitatea apei potabile care ajunge la consumatori depinde de proprietăţile substanţei respective în ce priveşte rata de creştere sau de descreştere a concentraţiei în funcţie de timp sau de starea conductelor parcurse de apă în mişcare şi de timpul de contact cu pereţii conductelor respective. Timpii mentionaţi anterior precum şi amestecul substanţei respective la nodurile reţelei depind de parametrii hidraulici ai curgerii în reţeaua de distribuţie. Referitor la modelarea calitatii apei in retea, există două tipuri de modele – statice şi dinamice. Modelele statice sunt mai simple şi calculează distribuţia spaţială a calităţii apei de-a lungul unei reţele de conducte în ipoteza că nu au loc schimbări ale condiţiilor hidraulice şi că stocarea nu afectează calitatea apei. În particular, consumurile din noduri şi concentraţiile primare rămân aceleaşi. Modelarea dinamică a calităţii apei în sistemele de distribuţie ia în considerare modul în care modificarea debitelor din conducte şi a concentraţiilor primare din instalaţiile de stocare afectează calitatea apei. Aceste modele furnizează o imagine mai realistă a comportamentului sistemului dar sunt cu mult mai complicate deoarece actualizează starea reţelei, urmare a modificărilor menţionate, la intervale fixe de timp, denumite salturi hidraulice de timp; teoretic aceste intervale fixe de timp pot avea valori oricât de mici dar practic, ţinând seama de variaţia zilnică a debitelor consumate, ele au de regulă valoarea de 1 h. Algoritmii care trebuie folosiţi într-un calcul dinamic sunt mult mai complicaţi decât cei care pot fi folosiţi într-un calcul static iar abordarea din articolul de faţă pleacă de la două observaţii care simplifică acest calcul fără a fi afectata în mod semnificativ precizia calculelor. Prima observaţie este ilustrată în figura de mai jos în care se prezintă o conductă simplă în care o substanţa intră cu concentraţia initiala C0 şi ajunge la capătul opus (de exemplu la un consumator) cu concentraţia finală CF după ce, în timpul tp cât apa parcurge conducta cu viteza V, concentraţia variază după o lege oarecare (scade în cazul clorului sau creşte de exemplu în cazul fierului).

Fig.1 - Reprezentarea unei conducte simple


Calculul static releva distribuţia concentraţiilor în lungul întregii conducte pentru t > tP iar observaţia este aceea că, la un moment t < tP distribuţia concentraţiilor este aceeaşi până la punctul la care a ajuns frontul undei, adică pe distanţa V·t şi rămâne nemodificată pe restul conductei. Concluzia practică a acestor observaţii este aceea că, cu excepţia oraşelor foarte mari, un calcul dinamic nu se justifică. In cazul României, aceasta afirmatie este valabilă pentru majoritatea oraşelor. Precizia rezultatelor rămâne practic la fel de bună dacă se efectuează mai multe calcule statice, schimbând de fiecare dată condiţiile (consumurile şi concentraţiile primare).

Dacă totuşi, în interiorul acestui interval se doreşte să se afle care este distribuţia concentraţiilor la un moment dat, este suficient să se calculeze până unde s-a propagat frontul undei, adică să se calculeze timpul în care apa ajunge de la surse până într-un punct oarecare, sarcină care, de asemenea, este mult mai simplă decât un calcul dinamic al concentraţiilor.

3. Model matematic pentru calculul concentraţiei de rugină din apa potabilă

În lucrarea de faţă s-a conceput un model matematic original pentru calculul concentraţiei de rugină care se produce în conducte, model care să fie uşor de aplicat în programul LOVBE cu care se evaluează transportul acesteia până la consumatori.

Se definesc: VC – viteza de coroziune (m/s) –grosimea peretelui care se corodează în unitatea de timp (de ex.: 1 mm/an – 31,71×10-12 m/s);

TP - timpul de parcurs, necesar apei ca să parcurgă tronsonul de calcul cu lungimea DIST, la viteza V

(sec) (1) Masa de fier care intră în reacţie în timpul de parcurs (TP), necesar apei ca să parcurgă tronsonul de calcul cu lungimea DIST, la viteza V este:

(kg) (2)

unde: VC – viteza de coroziune DIST– lungimea tronsonului D - diametrul conductei

ρF - densitatea fierului

Fig. 2 - Schema de calcul a concentraţiei de rugină

Această masă de fier reacţionează cu apa şi rezultă rugina (adică, hidroxid de fier). Masa de rugină rezultată din reacţie este:

(kg) (3)

V D

VC

DIST


în care CR (-) este un coeficient de reacţie care rezultă din reacţiile chimice care au loc până la faza de hidroxid (câtă masă de rugină rezultă dintr-o unitate de masă de fier care intră în reacţie).

Fe + H2O → FeO(OH) - rugină 57 gFe ...................................................57+32+1 = 90 g

x9057 1,58 g. rugină

1 gFe ................................................. x (gr. rugină) CR = 1,58 ≈ 2

Deci, masa de rugină care se produce pe tronsonul de calcul este:

(kg) (4)

Din aceasta masă totală de rugină produsă, o parte se depune pe peretele conductei iar restul este antrenată de curentul de apa, mărind cantitatea de rugina (concentraţia de rugină) din apa care ajunge la consumatori.

Se notează cu CA, coeficientul de antrenare, adică proporţia din totalul de rugină care este antrenată şi atunci, masa de rugină antrenată (RuA) vă fi:

(5)

Coeficientul de antrenare CA depinde de valoarea efortului tangenţial mediu la perete: τ γ R J (6)

unde: γ - greutatea specifică a apei,

R - raza hidraulică a conductei şi

J R V (7)

J - panta hidraulica (λ este coeficientul Darcy-Weisbach al pierderii de sarcina liniare).

Se fac următoarele ipoteze:

- antrenarea ruginii este direct proporţională cu efortul tangenţial mediu la perete τ;

- există o viteză critica Vcr, căreia îi corespunde un efort tangenţial mediu la perete τcr la care întreaga cantitate de rugina este antrenată şi nu se depune nimic pe pereţi.

În aceste condiţii:

CA VV

(8)

Iar masa de rugină antrenată (RuA) este:

RuAVV CR VC

DISTV π D ρF

CR VCV

DIST π D ρF V (9)

Volumul de apă care se încarcă cu această masă de rugină este:

W D DIST (10)


şi atunci, creşterea concentraţiei pe tronsonul de calcul este:

ΔC R AW

CR VC DIST FD V

V CNSTR V (11)

unde:

CNSTR CR VC DIST FD V

(12)

este o constantă (constanta de „rugină”). În calculul constanţei de mai sus, apar:

- pe de o parte, constantele sistemului hidraulic DIST, D şi densitatea fierului ρFe care nu ridică nici un fel de probleme;

- constanta de reacţie CR care este cunoscută pentru că rezultă din reacţiile chimice; - viteza de coroziune VC despre care există informaţii în literatura de specialitate sau poate

fi determinată în mod empiric din observaţii în teren; - viteza critică de antrenare Vcr despre care se pot lua informaţii din literatura de

specialitate prin asimilare cu „aluviunile” sau poate fi determinată pe cale experimentală.

4. Concluzii

În calculul „dinamic” valoarea concentraţiei într-un punct al conductei (reţelei) este aceeaşi ca şi în calculul „static” cu condiţia ca „frontul undei” să fi ajuns în punctul respectiv.

Timpul în care „frontul undei” ajunge într-un punct al conductei (reţelei) depinde de valoarea vitezei V, respectiv de debitele de consum cu condiţia variaţiei proporţionale a debitului pe întreaga reţea.

Ca urmare calculul dinamic se poate reduce la un calcul static completat cu un calcul de timpi de

parcurs t LV pe traseul curgerii pentru a putea evalua poziţia frontului undei la diferite

momente ale timpului.

Modelul ”static” este suficient pentru localităţile la care distanţa de la sursă la cel mai îndepărtat consumator este de cca 4 km („saltul în timp” în modele dinamice 1h·1m/s = 3600m) sau chiar 8-10 km (pentru 2 h).

Bibliografie

[1] Tatu G.,- Sisteme hidraulice în sistem tranzitoriu, Editura didactică şi pedagogică, Bucureşti, 2006 [2] Rossman L.A. and P.F. Boulos, (1996), - Numerical methods for modeling water quality indistribution systems:

A comparison, Journal of Water Resources Planning and Management, ASCE, 122:137-146, 1996. [3] Cioc D.,- Hidraulică, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1975 [4] Dimache A., Mănescu M.,- Reţele Edilitare, Editura Matrix Rom, Bucureşti, 2006 [5] Isbăşoiu E. C., Georgescu S.-C., - Fluid Mechanics (Mecanica Fluidelor), University “Politehnica” of Bucharest

Local Press, 1994 [6] Larry W. Mays, Water distribution systems handbook, Department of Civil and Environmental Engineering

Arizona State University Tempe, Arizona.

[7] Metzger L., Water Quality Modeling of Distribution System, Proceedings of an ASCE Specialty Conference on Computer Applications in Water Resources, American Society of Civil Engineers, 422-429, New York, 1985.


ÎMBUNĂTĂŢIREA PROPRIETĂŢILOR MECANICE ŞI TERMICE ALE PRODUSELOR PENTRU CONSTRUCŢII - STUDIU DE CAZ ELEMENTE DE ARGILĂ ARSĂ WIENERBERGER POROTHERM PENTRU ZIDĂRIE

STRUCTURALĂ

IMPROVEMENT OF CONSTRUCTION PRODUCTS MECHANICAL AND THERMAL PROPERTIES - CASE STUDY: CLAY MASONRY UNITS

WIENERBERGER POROTHERM USED IN STRUCTURAL MASONRY

Rodica MĂRGĂRIT1

Rezumat: Lucrarea contribuie, cu date experimentale şi teoretice, la descrierea procesului de cercetare - dezvoltare aplicat unui produs pentru construcţii, având ca domeniu de utilizare recomandat zidăriile structurale. Scopul procesului de cercetare-dezvoltare aplicat a fost acela de îmbunătăţire a caracteristicilor termice ale produsului, fără afectarea caracteristicilor de rezistenţă şi stabilitate ale acestuia, caracteristici care sunt direct determinante pentru domeniul de utilizare recomandat. În acelaşi timp, scopul proiectului a fost şi acela de a demonstra adecvarea comportării zidăriilor realizate cu aceste elemente la solicitări din eforturi principale diagonale.

Cuvinte cheie: element pentru zidărie din argilă arsă, volum de goluri, rezistenţă la compresiune, zidărie structurală, eforturi principale diagonale, caracteristici mecanice, caracteristici termice.

Abstract: The paper brings theoretical and experimental data about the R&D process applied on an existing construction product, with intended use in structural masonry, in order to improve its characteristics, without changing the intended use purpose. The process’s scope was to improve, as much as possible, the thermal insulating properties of the product without influencing in a negative way the static ones, directly linked with the intended use domain. In the same time, the project’s scope was to confirm the favourable behaviour of the masonries realized with this type of blocks under principal diagonal stresses

Keywords: clay masonry unit, voids ratio, compressive strength, thermal properties, structural masonry, seismic stresses, diagonal stresses, mechanical characteristics, thermal characteristics.

1.Introducere

Pe parcursul istoriei, evoluţia clădirilor din zidărie a început în momentul trecerii de realizarea de către oameni a adăposturilor efemere (piei de animale, crengi şi trunchiuri de arbori) la construcţii mai rezistente în timp şi la intemperii. Evident că acesta evoluţie a însemnat şi modificarea formei şi dimensiunilor constructiilor, în speţa forma de secţiune circulară în plan a devenit una dreptunghiulară, cu acoperişul susţinut de grinzi. Pentru acest salt calitativ a fost necesar ca oamenii să gasescă materialele pretabile acestor tipuri de construcţii.

În antichitate, materialele pentru zidării erau din piatră naturală, material aflat la îndemâna în mai toate zonele locuite.

1 Drd.ing. colaborator (associate) Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering), Catedra de constructii civile şi industriale şi urbanism. Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Mihai Voiculescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


Deşi neverificat complet, se pare că primele semnalări ale acestor tipuri de elemente pentru zidărie se situeaza undeva în jurul anului 7500 i.Hr (Anatolia). Cert este că primele elemente fabricate de om sunt asociate templului Gatewara (Mesopotamia), la cca.4500 i.Hr. Asociat acestora, în Egipt, la construcţiile monumentale, pereţii interiori erau realizaţi din cărămizi nearse (uscate la soare). Un alt salt în evoluţia materialelor pentru zidărie a fost realizat prin apariţia cărămizilor arse, care au apărut în jurul anului 3000 i.Hr, utilizate în principal ca material de placare pentru clădirile monumetale; rolul principal era acela de protejare a zidăriilor realizate din cărămizi nearse. Începând cu anul 700 i.Hr., s-a construit o multitudine de monumente de mari dimensiuni din cărămizi din argilă arsă. Mortarele utilizate ca liant pentru zidării sunt menţionate în urmă cu cca. 10.000 ani, pâna atunci zidăriile realizându-se fără mortar în rosturi, cu elemente pentru zidărie cu feţe prelucrate exact. Desigur că, în funcţie de materialele disponibile în zonă, rocile utilizate pentru obţinerea de elemente pentru zidărie variază de la tuf vulcanic (Roma), piatră naturală (Europa, Asia, America Centrală), argilă (Africa Centrala). În perioada modernă, acolo unde nivelul de dezvoltare este redus, dar şi ca efect al tradiţiei locale, s-au realizat în continuare clădiri de dimensiuni considerabile din cărămidă nearsă (Africa/ Mali). Evoluţia tehnologică, deşi lentă în acest domeniu, a dus la posibilitatea industrializarii producţiei de elemente pentru zidărie din argilă arsă. Simultan, a fost necesară şi s-a dezvoltat activitatea de standardizare şi elaborare de cerinţe pentru aceste materiale pentru construcţie, atât în USA cat şi în Europa. În România, clădirile din zidărie sunt tradiţional utilizate, dovadă stând unele dintre cele mai vechi clădiri de cult din ţara noastră. Clădirile laice realizate cu sisteme structurale din zidărie acoperă toate domeniile, de la clădiri de locuit pâna la funcţiuni social culturale şi industriale.

2.Generalităţi

Construcţiile sunt destinate creării de condiţii optime pentru adăpostirea şi desfăşurarea activitătii şi vieţii, ţinând seama de condiţiile naturale (teren, climă)

impuse de mediul înconjurător în mijlocul căruia se amplasează.

Fiecare construcţie sau element de construcţie trebuie să satisfacă un ansamblu de condiţii tehnice şi/sau cerinţe tehnico-economice care privesc durabilitatea în timp, rezistenţa şi stabilitatea construcţiei, rezistenta la foc, conditii fizice şi igienice, precum şi cele arhitectonice şi urbanistice.

Compoziţia chimică şi mineralogică, structura şi comportarea faţa de acţiunea factorilor externi determină calitatea materialelor puse în operă. Produsele pentru construcţii trebuie să permită realizarea construcţiilor care, în ansamblul lor şi, separat, pe elementele de construcţii componente, luând în considerare şi aspectele economice, să fie adecvate pentru utilizarea preconizată, şi, în acest sens, să satisfacă cerinţe esenţiale enumerate mai jos:

Rezistenţă mecanică şi stabilitate

Construcţiile trebuie să fie proiectate şi executate astfel încât încărcările susceptibile de a se exercita asupra lor în timpul construirii şi în exploatare să nu determine nici unul din evenimentele următoare:

a) prăbuşirea în intregime sau a unei părţi din construcţie;


b) deformaţii de o mărime inadmisibilă; c) deteriorări ale unor părţi ale construcţiei, ale instalaţiilor sau echipamentelor inglobate că

rezultat al unor deformaţii importante ale structurii portante; d) distrugeri determinate de evenimente accidentale, disproporţionate că mărime în raport

cu cauzele primare. Securitate la incendiu

Construcţiile trebuie să fie proiectate şi executate astfel încât, în cazul izbucnirii unui incendiu:

a) stabilitatea elementelor portante ale construcţiei să poată fi estimată pentru o perioadă determinată de timp;

b) apariţia şi propagarea focului şi fumului în interiorul construcţiei să fie limitate;

c) propagarea incendiului la construcţiile invecinate să fie limitată;

d) utilizatorii să poată părăsi construcţia sau să poată fi salvaţi prin alte mijloace;

e) să fie luată în consideraţie securitatea echipelor de intervenţie.

Igienă, sănătate şi mediu inconjurător

Construcţiile trebuie să fie proiectate şi executate astfel incât să nu constituie o ameninţare pentru igiena şi sănătatea ocupanţilor sau a vecinilor, în special că urmare a:

a) degajării de gaze toxice;

b) prezenţei în aer a unor particule sau gaze periculoase;

c) emisiei de radiaţii periculoase;

d) poluării sau contaminării apei sau solului;

e) evacuării defectuoase a apelor reziduale, a fumului şi a deşeurilor solide sau lichide;

f) prezenţei umidităţii în părţi ale construcţiei sau pe suprafeţele interioare ale acesteia.

Securitate în exploatare

Construcţiile trebuie să fie proiectate şi executate astfel incât utilizarea sau funcţionarea lor să nu prezinte riscuri inacceptabile de accidentare, precum alunecare, cădere, lovire, ardere, electrocutare, rănire că urmare a unei explozii.

Protecţie impotriva zgomotului

Construcţiile trebuie să fie proiectate şi executate astfel încât zgomotul perceput de ocupanţi sau de persoanele aflate în apropiere să fie menţinut la un nivel atât de scăzut incât să nu afecteze sănătatea acestora şi să le permită să doarmă, să se odihnească şi să lucreze în condiţii satisfăcătoare.

Economia de energie şi izolarea termică

Construcţiile şi instalaţiile lor de incălzire, răcire şi ventilare trebuie să fie proiectate şi executate astfel incât consumul de energie necesar pentru utilizarea construcţiei să rămână scăzut în raport cu condiţiile climatice locale, insă fără a afecta confortul termic al ocupanţilor.

Aprecierea cantitativă şi calitativă a proprietaţilor fizico-mecanice constituie criteriul esenţial pentru stabilirea atât a domeniului de utilizare a materialelor, cât şi pentru calculul dimensional al elementelor pentru construcţie.

Deoarece materialele pentru construcţii sunt, în general, neomogene din punct de vedere compoziţional şi mai ales structural, pentru caracterizarea acestora sunt necesare serii de


determinări care să poată oferi posibilitatea determinării unor valori medii ale proprietaţilor. Acestea sunt ulterior comparate cu limitele admisibile pentru caracteristica determinata. Utilizarea materialelor pentru construcţii se face numai în conformitate cu srtandardele, normele şi codurile aplicabile. Dezvoltarea sectorului de construcţii din ultimii ani a condus la diversificarea tipologiilor arhitecturale specifice pana nu demult arhitecturii romanesti. Trendul ascendent al pieţei imobiliare din Romania a dus la dezvoltarea fără precedent a utilizării structurilor realizate din zidărie structurală pentru locuinţele individuale. Foarte des întâlnite sunt ansamblurile rezidenţiale cu regim de înalţime redus (P+1 sau P+1+M). Datorită şi sistematizării zonale impuse acestor ansambluri, structurile sunt repetabile, diferenţiindu-se prin aplicarea unor artificii arhitecturale. Necesitatea optimizării timpului de realizare şi costurilor pentru un proiect este un factor care influenţeaza în mod direct apariţia noilor materiale pentru construcţii ca şi a noilor tehnologii – adesea inovatoare- pentru materiale pentru construcţii. Dezvoltarea durabilă, care se refera la şi sistemele, materialele şi tehnologiile de construcţie prietenoase mediului ambiant este un alt factor determinant al apariţiei noilor materiale şi tehnologii de construcţie. Dezvoltarea durabilă devine, mai ales în lumina integrării în UE, o cerinţă absolut imposibil de neglijat şi care este aplicabilă în totalitate materialelor şi tehnologiilor pentru construcţie, cu privire la impactul asupra mediului. În procesul complex de proiectare şi realizare a construcţiilor, responsabilitatea calculului privind rezistenţa construcţiei, rezultând din dimensionarea elementelor componente, intră în competenţa şi responsabilitatea juridica a inginerului.

3. Definirea problemei

În contextul actual, cerinţele la care trebuie să răspunda materialele pentru construcţii vin nu numai din zona legislativă (standarde şi norme de produs, coduri de proiectare, specificaţii tehnice) dar şi din zona pieţei şi a clienţilor utilizatori sau prezumtivi utilizatori ai acestor materiale pentru construcţie. Vechimea şi tradiţia materialelor de construcţie pentru zidării ridica ştacheta în ceea ce priveşte caracteristicile noi pe care un producator le poate oferi pentru un produs, în condiţiile respectării cerinţelor obligatorii şi adaugării de avantaje suplimentare. Nici concurenţa în acest domeniu nu este un factor de neglijat, rapiditatea identificării necesitaţii unei îmbunătăţiri ca şi realizarea acesteia în timp scurt şi cu grad mare de eficienţă fiind hotărâtoare în susccesul unui asemenea proiect.

Validarea corectitudinii în identificarea “temei de cercetare - dezvoltare” este însă dată de utilizatorii noului produs şi de succesul acestuia pe piaţa.

Pentru cazul prezentat, cele două componente principale ale studiului sunt siguranţa structurală şi caracteristicile termice proprii elementului din argilă arsă, care evident influenţeaza carcteristicile zidăriei structurale realizate cu acesta.

Contextul în care situeaza aceste caracteristici:

a.Siguranţa structurală

Siguranţa structurală este una din principalele exigenţe de performanţa ale unei clădiri, şi este cuantificată prin evaluarea probabilitaţii de depaşire a diferitelor stări limită într-un interval de timp dat.


România este o ţara situată în zona cu seismicitate ridicată, ca urmare este absolut necesar şi obligatoriu ca cerinţele proprii acestei componente sa fie indeplinite.

- Hazard seismic: studiul acceleraţiilor/vitezelor terenului la apariţia unui cutremur asteptat

- Risc seismic: utilizeaza rezultatele unei analize de hazard seismic, şi include ambele componente, consecinţe şi probabilitate.

O construcţie localizată într-o regiune cu hazard seismic ridicat este expusa unui risc seismic mai scăzut dacă este construită după principiile ingineriei seismice. Pe de altă parte, o construcţie din zidărie situată într-o zonă cu istoric seismic minor, dar pe un teren cu lichefieri, poate fi supusă unui grad ridicat de risc.

Acţiunea seismică este alcatuită din trei componente de translaţie ortogonale (doua orizontale şi una verticală). Efectele acţiunii seismice (deplasari laterale ale nodurilor structurii, eforturi şi tensiuni în elementele structurale, etc.) se datorează de regulă celor doua componente orizontale ale acţiunii seismice, efectul componentei verticale fiind neglijat în cele mai multe cazuri.

b.Caracteristici termice

Dereglările majore ce se manifestă, de peste trei decenii, în domeniul preţului carburanţilor fosili şi în cel al caracteristicilor climatice ale celor mai multe zone ale globului, au impus restricţii foarte severe pentru nivelul de izolare termică al tuturor clădirilor noi.

A devenit obligatorie o foarte atentă conformare termo-higro-energetică a acestor

Experienţa proiectării anvelopei clădirilor civile arată că cele mai serioase probleme, sub aspectul performanţelor termoenergetice, apar în zona pereţilor exteriori, cu cele două componente majore ale acestora: componentele opace şi componentele vitrate.

Atunci când este vorba de clădiri cu pereţi structurali, interiori şi exteriori, din blocuri ceramice tip Porotherm, elementul de noutate al concepţiei pereţilor exteriori apare în zona componentelor opace ale acestora; în funcţie de nivelul de izolare termică acordat acestor componente urmează să fie stabilit şi cel corespunzător componentelor vitrate.

Concret, cerinţele pentru siguranţa structurală, care revin materialelor pentru construcţii, în funcţie de domeniul de utilizare, se regasesc în codurile de proiectare Europene şi, în cazul României, în Codurile de proiectare naţionale în vigoare. Valorile minim necesare şi obligatorii pentru fiecare material pentru construcţie, variază ca valoare şi caracteristici, în funcţie de domeniul de utilizare recomandat (alcatuirea zidăriei, zidărie structurală, zidărie nestructurală, etc).

Cerinţele pentru realizarea conformarii termo-higro-energetice a pereţilor exteriori implică realizarea unui coeficient de izolare termică minim obligatoriu conform standardului C107:2005.

Valorile pe care orice producător de materiale de construcţii trebuie să le declare în scopul utilizării în procesul de proiectare, trebuie să fie susţinute de încercări specifice, realizate în laboratoare acreditate.

Etapele realizării unui nou produs, cu caracteristici îmbunataţite, sunt, în mare urmatoarele:

1. identificarea ţintelor – ce ne propunem

2. soluţii şi variante de produs posibile

3. analiza teoretică a posibilelor variante

4. decizie finală asupra variantei fezabile (caracteristici, producţie, costuri de realizare, succes pe piaţă, )

5. realizarea produsului prototip


6. determinări şi incercări pe produs

7. validarea rezultatelor teoretice

8. lansarea pe piaţă

9. fed-back de la utilizatori (toate categoriile)

10. analiză feed-back şi propuneri de îmbunătăţire

Desigur că algoritmul se poate repeta ori de căte ori este nevoie.

În prezentul articol, sunt detaliate doar etapele 1-7.

Pentru produsele existente Wienerberger Porotherm 30S şi Porotherm 38S, destinate realizării pereţilor structurali exteriori din zidarie, Wienerberger a identificat doua directii principale în care se puteau aduce imbunatatiri;

Structural – extinderea rezultatelor seriilor de incercari realizare anterior pentru confirmarea coportarii favorabile la solicitari de tip seismic

Conductivitatea termica echivalenta a elementului pentru zidărie λ10,dry.

4. Structura proiectului analizat

Plecând de la datele experimental confirmate şi caracteristicile proprii produsului existent, ne-am propus sa cercetam posibilitatile de modificare ale acestora pentru obtinerea a doua rezultate principale:

a) comportament îmbunătăţit al zidăriilor realizate cu aceste elemente la solicitari de tip seismic, în comparaţie cu produsele Protherm cu locas de mortar (Porotherm 30 şi Porotherm 38)

b) coeficient de conductivitate termică îmbunătăţit

În urma unei analize tehnico- economice, un procent de îmbunătăţire de cca.25% a fost stabilit ca limita inferioară pentru a face fezabil acest efort de cercetare – dezvoltare.

Datele de intrare sunt:

Porotherm 30 S secţiune

Dimensiuni LxBxH (mm)

Rezistenţa la compresiune*

(N/ mm2)

Conductivitate termica **λ10,dry (W/mK)

Porotherm 30S 250x300x238 10 N/ mm2 0,230 Porotherm 38S 250x380x238 10 N/ mm2 0,220

* Vertical ** Pentru element/ For the masonry element


Locaşul de mortar realizeză rostul vertical de mortar necesar comportării corespunzătoare a zidăriilor la solicitări în plan orizontal (de tip seismic). Detaliul N+F (lambă şi uluc) contribuie la obţinerea unui coeficient U [W/m2K] îmbunătăţit, decupajul din locaşul de mortar îmbunătăţeşte comportarea la eforturi principale diagonale.

Porotherm 30 secţiune Porotherm 38 secţiune


Dimensiuni /Dimensions LxBxH (mm)

Rezistenţa la compresiune/ Compressive strength * (N/ mm2)

Conductivitate termica/ Thermal conductivity **λ10,dry (W/mK)

Porotherm 30 250x300x238 10 N/ mm2 0,250 Porotherm 38 250x380x238 10 N/ mm2 0,240

5. Descrierea etapelor proiectului/ Analiza şi rezultate

5.1. comportament imbunatit al zidariilor realizate cu elemente Porotherm STh la solicitari de tip seismic

5.1.1.Caracteristica definitorie a elementelor pentru zidărie din argilă arsă din categoria Porotherm S/STh este decupajul din locaşul de mortar, care de altfel este patent Wienerberger. La montaj, mortarul pătrunde prin acest decupaj în interiorul primului rând de goluri verticale, sporind suprfaţa pe care se exercită aderenţa mortar- material ceramic.

Pentru noile produse, Porotherm 30 STh şi Porotherm 38STh, decupajul seismic a rămas caracteristica definitorie, în combinaţie cu detaliul de imbinare N+F (lamba şi uluc).

A fost stabilit un program de încercări relevant pentru rezultatul preconizat, şi anume încercări la compresiune diagonală pe panouri de zidarie realizate cu blocuri Porotherm STh .Laboratorul de încercare INCERC- Elemente şi structuri pentru constructii ESC- Laborator gradul 1 autorizat 206/ISC/03.06/04.

Metoda de incercare- conform SR EN 1015, şi PTE4.9 –BET ZIP 01.06

Forma şi dimensiunile specimenelor de incercare : specimene cu dimensiunea de 1200x1200 mm şi grosime de 300 mm, executate conform proiectului incercarii

Pentru a avea termen de comparatie, în seria de teste au fost incluse încercări pe specimene realizate cu produsele tip locaş mortar.


Porotherm 30 STh secţiune

Dimensiuni LxBxH (mm)

Rezistenţa la compresiune * (N/ mm2)

Conductivitate termica **λ10,dry (W/mK)

Porotherm 30STh 250x300x238 10 N/ mm2 0,141 Porotherm 38STh 250x380x238 10 N/ mm2 0,141


Imagini ale specimenelor de zidărie Porotherm STh - încercare la compresiune diagonala


Mortare utilizate- mortare predozate Baumit, în doua variante: mortar pentru zidărie var-ciment marca M5 şi mortar petru zidarie termoizolant marca M5.

Numar de probe 3x 6 ( 3 probe x 2 fabrici producătoare x 2 tipuri de mortare x2 formate)

5.1.2. Rezultate

5.1.2.1.Mortare

S-au utilizat mortare predozate de tip Baumit M 5.

Caracteristicile de rezistenţă ale mortarelor s-au determinat conform SR EN 1015-11 :2002 “ Metode de determinare a caracteristicilor betoanelor.- Determinarea rezistentei la incovoiere şi compresiune a mortarelor intarite” procedura PTE 4.9-BET 07/ 01.06-01 la 28 de zile şi sunt date în tabelul 5.1.2.1.

Tabel 5.1.2.1

Proba

Forta

rupere

( N )

Rezistenta la

compresiune

fc

( N/mm2 )

1 1.1 940 5.88

1.2 980 6.13

2 2.1 930 5.81

2.2 1030 6.44

3 3.1 1000 6.25

3.2 980 6.13

Media 6.11

5.1.2.2.Specimene

Efort principal de intindere determinat din incercarea la compresiune diagonala.

Specimenele au fost încercate dupa 28 zile de la confecţionare.

Rezultatele încercarilor sunt date în tabelul 5.1.2.2 Tabel 5.1.2.2.

Proba De

zidarie nr.

Aria sectiunii de calcul (mm 2)

Forta de rupere

diagonala Prup (N)

Efortul principal unitar de intindere la rupere

fpr (N/mm2)

1 370500 111000 0.211 2 371700 122000 0.232 3 369150 102000 0.195

Valoare medie 0.216

5.2. coeficient de conductivitate termică îmbunătăţit

5.2.1. pentru configurarea caracteristicilor termice ale elementelor din argilă arsă şi ulterior a zidăriilor realizate cu acestea, ne-am propus urmatoarea schema de analiză numerică:

- Porotherm30 STh + mortar var ciment vs. Porotherm30 S +mortar var ciment


- Porotherm 30 STh + mortar termoizolant vs. Porotherm 30 S +mortar termoizolant - Porotherm 38 STh + mortar var ciment vs. Porotherm 38S +mortar var ciment - Porotherm 38 STh + mortar termoizolant vs. Porotherm 38 S +mortar termoizolant

Datele de intrare pentru analiză se referă la : - caracteristicile materialului ceramic, în speţa a densitătii aparente ciob ceramic - caracteristici termice ale mortarelor folosite (λ mortar) - caracteristici termice ale elementelor pentru zidărie (λ bloc)

Deoarece volumul de goluri , grosimile pereţilor interiori , dispunerea acestora dar şi grosimile pereţilor exteriori ai elementelor sunt impuse (din considerente structurale -Coduri de proiectare), singura modalitate de obţinere a unui coeficient de conductivitate termica imbunătăţit a fost aceea de a reconfigura dispunerea golurilor verticale în secţiunea orizontală a blocului.

În urma analizei, cu MEF, a diferitelor variante posibile, a rezultat ca cel mai eficient mod de dispunere al golurilor verticale este cel prezentat la începutul capitolului5 Porotherm 30 STh and Porotherm 38 STh).

Evident ca în acesta analiză s-a ţinut cont şi de posibilitatile de producţie, din punct de vedere tehnologic.

Toate valorile considerate, ca şi rezultatele analizei au ca referenţial SR EN 1745:2002

5.2.2. Rezultate Rezultatele analizei realizate pe blocuri Porotherm STh si zidării realizate cu acestea, sunt prezentate în tabelul 5.2.2., cu considerarea zidăriilor realizate cu două tipuri de mortar – mortar var-ciment şi mortar termoizolant.

Calculul marimilor termice pentru zidarii netencuite şi zidarii tencuite realizate cu blocuri ceramice POROTHERM tip PTH30STh şi PTH38STh

Caracteristica UM Zidaria realizata cu produsele

PTH 30STh

Zidaria realizata cu produsele PTH 38STh

Blocul ceramic utilizat pentru realizarea zidariei

PTH 30STh PTH 38STh

Caracteristicile dimensionale ale blocului mm 300/250/238 380/250/238 Dimensiunea în grosimea zidului mm 300 380 Numarul de randuri de goluri în directia fluxului termic

17 23

Numarul de goluri pe 100 mm, în directia fluxului termic

5,667 6,052

3 ; 4 3 ; 4 Numarul de goluri pe 100 mm lungime, perpendicular pe directia fluxului

1,2 ; 1,6 1,2 ; 1,6

Clasa geometrica rezultata 5,667/1,2; 5,667/1,6 6,052/1,2; 6,052/1,6

Clasele geometrice apropiate, existente în SR EN 1745

5,7/1,2 (B5) ; 5,7/1,6 (B4)

5,7/1,2 (B5) ; 5,7/1,6 (B4)

Geometria echivalenta considerata, tinand seama şi de procentul de goluri al produsului real şi al geometriei din SR EN 1745

5,7/1,2 (B5) 5,7/1,2 (B5)

Conductivitatea termica a ciobului (valoare data de beneficiar Conform SR EN 1745, corespunde la o densitate a materialului de 1500 kg/mc, pentru fractila P=90%.)

W/(mK) 0,430 0,430

Rosturile de inzidire. Numai rost orizontal, avand grosimea

mm 12 12


Mortarul pentru inzidire Mortar

obisnuit, de var şi

ciment./LCM

Mortar termoizolator usor./TM

Mortar obisnuit, de var şi

ciment./LCM

Mortar termoizolator

usor/TM

Conductivitatea termica, valoare declarata, pentru mortarul de

inzidire, în stare complet uscata, la 10 0C, λ10,dry (date furnizate de beneficiar)

W/(mK) 0,80 0,19 0,80 0,19

Zidarie netencuita

Conductivitatea termica echivalenta, valoare declarata, a

zidariei netencuite, la 10 0C, λ10,dry

W/(mK) 0,17222 0,14388 0,17222 0,14388

Suprafata blocului, vazuta în perete m2 0,0595 0,0595 0,0595 0,0595

Suprafata rostului, numai orizontal, vazuta în perete,

aferenta blocului/hor.mortar joint surface

m2 0,003 0,003 0,003 0,003

Rezistenta termica totala a zidariei netencuite, de la mediul

interior la cel exterior, considerand coeficientii de

convectie la suprafetele interioara respectiv exterioara

de 8 şi 24 W/(m2K)

m2K/W 1,9085 2,2517 2,3731 2,8077

Transmitanta termica,U, a zidariei netencuite

W/(m2K) 0,5239 0,4441 0,42138 0,35615

Zidarie tencuita Grosimea stratului de tencuiala la interior, din mortar obisnuit

de var-ciment, cu λ10,dry=0,80 W/(mK)

cm

2 2

Grosimea stratului de tencuiala la exterior, din mortar obisnuit de var-ciment, cu λ10,dry=0,80

W/(mK)

cm

2 2

Rezistenta termica totala a zidariei tencuite, de la mediul

interior la cel exterior, considerand coeficientii de

convectie la suprafetele interioara respectiv exterioara

de 8 şi 24 W/(m2K)

m2K/W 1,9585 2,3017 2,4231 2,8577

Transmitanta termica,U, a zidariei tencuite

W/(m2

K) 0,51059 0,43446 0,41269 0,34992

Blocul ceramic Conductivitatea termica, valoare declarata, pentru blocul ceramic ars, în stare complet uscata, la

10 0C, λ10,dry (dedusa din conductivitatea echivalenta a

zidariei netencuite

W/(mK)

0,14056 0,14155 0,14056 0,14155

Conductivitatea termica, valoare declarata, pentru blocul ceramic ars, în stare complet uscata, la

10 0C, λ10,dry (valoare medie)

W/(mK)

0,1410 0,1410


6. Concluzii

În urma rezultatelor obţinute din seriile de teste şi analizele numerice mentionate, dar şi ca rezultat al experientei acumulate pe parcursul realizarii acestui proiect, urmatoarele concluzii sunt de menţionat:

1. 1.Echiparea elementelor pentru zidarie cu decupajul seismic conduce la imbunătăţirea comportării la eforturi principale diagonale cu cca.30% faţa de elemente Porotherm similare cu locas mortar, fara insa ca acestea din urma sa nu aiba o comportare corespunzatoare sub actiunea acestor solicitari

2. Dispunerea inovativă a golurilor verticale, cu respectarea cerintelor structurale impuse de codurile de proiectare, a imbunataţit caracteristicile temice ale zidăriilor realizate cu aceste eleme şi 17% şi 44%, în functie de mortarul utilizat şi tipul de elemente utilizate la realizarea zidariior comparate. Este evident ca un coeficient de conductivitate termica superior al blocului ceramic este pus în evidenţă şi utilizat eficient în combinaţie cu un mortar adecvat, cu caracteristici termice îmbunătăţite. Chiar şi aşa, în cazul utilizării mortarului obişnui pentru zidării, îmbunătăţirea coefientului de transmisie termica al zidariilor este semnificativă.

3. Procesul de cercetare-dezvoltare este necesar şi util, putând duce la rezultate deosebite în dezvoltarea oricărui produs pentru construcţii, fara a contraveni cerinţelor legislative aplicabile.

Bibliografie

[1] Raport de incercare ctr.5253/2008 Laboratorul de încercare INCERC- ESC [2] Elemente şi structuri pentru constructii [3] Voina, N.I – Materiale de constructii [4] Craciunescu, L- Popa, E – Materiale de constructii [5] Craciunescu,L – PopaE – Materiale de constructii (ICB) [6] Robu I., Popescu M –Materiale de constructii (UTCB) [7] Rapisca, P- materiale de constructii [8] CR6:2006: „Cod de proiectare pentru structuri din zidarie“ [9] P100-1-1:2006: „Cod de proiectare seismica-Partea I: Prevederi de proiectare pentru cladiri“ [10] SR EN 771-1:2003/A1:2005: “Specificatii ale elementelor pemtru zidarie. Partea 1: Elemente pentru zidarie de

argila arsa.” [11] Seria de standarde SR EN 772 –1/19:2001: “Metode de incercare a elementelor pentru zidarie“. [12] SR EN 998-2:2004: " Specificatie a mortarelor pentru zidarie. Partea 2: Mortare pentru zidarie. " [13] SR EN 1996-1-1:2006: „Proiectarea structurilor de zidarie –Partea 1-1: Reguli generale pentru structurile din

zidarie armata si nearmata“ [14] SR EN 1996-3:2006: „Proiectarea structurilor din zidarie –Partea a 3-a: Metode simplificate de calcul pentru

structurile din zidarie simpla“ [15] Prof.dr.ing. Petrovici , R – Proiectarea clădirilor din zidărie conform standardelor europene adoptate in

România (SR EN).


CONSIDERATII ENERGETICE ŞI ECOLOGICE ASUPRA MIJLOACELOR DE TRANSPORT CU MOTOARE HIBRIDE SAU

ELECTRICE

ENERGETIC AND ECOLOGICAL CONSIDERATIONS ON TRANSPORTATION VEHICLES WITH HYBRID AND ELECTIC CARS

Ion IONESCU1

Rezumat. În articolul de faţă se arată că la nivel global problemele actuale privind poluarea mediului datorate motoarelor cu ardere internă nu vor fi eliminate prin înlocuirea lor de către sistemele de acţionare electrice sau de cele hibride. Dacă se are în vedere şi modul de obţinere al energiei electrice, transportul şi înmagazinarea acesteia, atât din punct de vedere al randamentului cât şi din punct de vedere al poluării mediului, pe ansamblu, rezultatele sunt mai slabe decât cele actuale de la motoarele termice, şi deci societatea nu are de câştigat nici sub aspect energetic, nici sub aspect ecologic.

Cuvinte cheie: motorul termic, poluare, dioxid de carbon CO2 , oxizi de azot NOX, autonomie, eficienţă energetică, bateriile lithiu-ion (LIB), “inginerie de marketing”.

Abstract. The article presented shows that at a global level the ecological problems caused by heat engines are not eliminated by electric vehicles and hybrid cars. If it is considered the way the electrical energy is obtained, the way it is transferred and stored, from the energetic efficiency point of view as well as the environment pollution, the results do not benefit human society. The conclusion is that the electrical and hybrid vehicles are not a beneficial solution for replacing heat engines.

Keywords: engine heat, pollution, carbon dioxide CO2, nitrogen oxides NOx, autonomy, energy efficiency, lithium-ion batteries (LIB), "marketing engineering".

Încă din secolul al XVIII-lea când a început industrializarea societăţii umane şi au început să fie utilizate primele motoare în atelierele manufacturiere (întâi motoare cu ardere externa şi mai apoi şi cele cu ardere interna) acestea erau acţionate prin arderea de combustibili, care la început erau vegetali şi mai apoi combustibili fosili (cărbuni şi apoi petrol sub diverse forme). Produşii rezultaţi din arderile incomplete cât şi din tot mai largă răspândire a motoarelor termice de toate felurile, mărimile şi în domenii de activitate din ce în ce mai diverse a făcut ca poluarea atmosferica produsă de gazele de evacuare să fie tot mai accentuată şi mai răspândită pe suprafaţa globului.

Primele probleme de acest gen au apărut la nivelul anilor 60’ ai secolului XX in marile aglomerări urbane din SUA, datorate unei superconcentrări industriale cat şi a mijloacelor de transport personale şi a celor de marfa. Au apărut astfel probleme datorate concentraţiilor mari de dioxid de carbon CO2 , oxizi de azot NOX, şi diverse hidrocarburi CH emise, care au afectat stratul de ozon, au produs ploi acide, au creat smogul uscat sau cel umed etc.

Motorul termic este sursa energetica cea mai plina de “păcate” (inconveniente):

este destul de complex constructiv şi are un randament scăzut de funcţionare, de aproximativ 35-38% (fata de 95-98% cat are un motor electric de construcţie obişnuita);

1 Conf. dr. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Utilaj Tehnologic(Faculty of Technological Equipment) Referent de specialitate: Prof. univ. dr. ing. Sârbu Laurenţiu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Utilaj Tehnologic(Faculty of Technological Equipment)


- este mai scump la investiţia iniţiala fata de motorul electric; - este zgomotos; - necesita o întreţinere periodica atenta şi uneori complexa; - este puternic poluant prin emisii de dioxid de carbon CO2 , oxizi de azot NOX, şi

hidrocarburi diverse CH, fum, mirosuri neplăcute etc.; - are o fiabilitate mai redusa decât motorul electric.

Toate aceste inconveniente sunt insa suplinite de o calitate unica - mobilitatea şi independenta (cel puţin temporara) fata de o sursa fixa de energie.

Aceasta independenta este numita autonomie şi este asigurata de câtre rezervorul de combustibil, care poate fi mai mare sau mai mic, după necesitaţi (pot exista şi rezervoare suplimentare).

Sunt domenii la ora actuala la care (datorita acestei calitatea a motorului termic), nu pot fi concepute activităţile umane fora el. Astfel aviaţia, marina (chiar şi navele cu sursa de energie atomica sunt acţionate de motoare termice), transporturile în desert, în jungle, în stepa, sau în Siberia, precum şi alte activitatea umane se desfăşoară pe baza motoarelor termice. La acestea se adaugă marile şantiere, exploatările miniere de suprafaţa, transportul feroviar, agricol etc.

Tot mai larga răspândire a acestor motoare, creşterea numărului de unităţi de diverse mărimi şi tipuri produse anual a făcut ca gazele de evacuare a acestora sa se adauge poluanţilor de natura industriala ajungându-se la o deteriorare semnificativa a calităţii mediului cu consecinţele dintre cele mai neplăcute şi mai periculoase.

Aceasta deteriorare a calităţii aerului, cat şi a altor aspecte ale mediului ambient (miros, pâcla, zgomot, vibraţii etc.) a făcut necesara apariţia unor organisme la nivel statal şi internaţional care sa legifereze normative limitative maximale pentru emisiile de noxe şi aplicarea acestora pe plan naţional sau internaţional.

Totuşi la nivel mondial s-a creat o situaţie anormala datorata faptului ca dintre principalii constituenţi ai gazelor de evacuare ale motoarelor termice cu ardere interna (dioxidul de carbon CO2, oxizii de azot NOX, şi hidrocarburi diverse CH) normativele din zona americana considera principalul “inamic” al calităţii aerului oxizii de azot NOX, iar în Europa principalul element de deteriorare a atmosferei este considerat dioxidul de carbon CO2. Aceasta situaţie face ca un motor care se încadrează în normativele tot mai restrictive din SUA sa nu poată fi omologat pentru zona europeana, iar un motor de origine europeana care satisface normele EURO sa nu poată fi admis fără modificări pe piaţa americană.

Acesta este unul din motivele pentru care marile firme producătoare de autovehicule au creat filiale de producţie pe partea opusa a Atlanticului (FORD, CHEVROLET au filiale europene, iar BMW, VOLKSWAGEN, VOLVO etc. au filiale americane) cu scopul de a produce modele special adaptate pieţei respective.

Din păcate cele doua componente de baza ale gazelor evacuate de motoarele termice dioxidul de carbon CO2, şi oxizii de azot NOX, au o dezvoltare antagonica în gazele de evacuare şi acest fapt conduce la situaţii precum cea prezentata mai sus (fig.1.).

Normativele limitative apărute atât la nivel regional cat şi la nivel mondial au condus la masuri de natura constructiva cat şi la apariţia de sisteme de control care sa conducă la arderi cat mai complete în motoare, la limitarea compuşilor nocivi din gazele de evacuare şi încadrarea motoarelor noi concepute şi produse în prevederile limitative restrictive de noxe.

Tot ca o consecinţa a dorinţei de reducere a poluării mediului, în special în zonele urbane, a condus la apariţia de mijloace de transport acţionate cu motoare electrice, sau cu acţionare mixta. Problema principala care apare la aceste vehicule este insa autonomia redusa.


Autovehiculele hibride actualmente “la moda” şi cele electrice EV, aşa cum sunt ele la ora actuala, nu pot fi o soluţie viabila şi de viitor datorita complexităţii construcţiei, a greutăţii mari, a autonomiei reduse, a capacitaţii de stocare mici a bateriilor şi a randamentului redus al acestora.

Fig.1 - Dezvoltarea antagonica a principalelor componente poluante ale gazelor de evacuare

la motoarele cu ardere interna. Pentru a demonstra ca aceste construcţii hibride, sau chiar vehiculele acţionate electric nu sunt aşa de “curate” şi “nevinovate”, aşa de “enviromental friendly” (denumire consacrata în problematica de proteice a mediului) pe cat par vom face o comparaţie pe baza randamentului energetic şi pe baza implicării lor sub diverse aspecte în poluarea mediului. Mai mult, în funcţie de provenienţa curentului electric pot fi, în ansamblul totalităţii aspectelor, chiar mai poluante decât bătrânul motor termic. Pentru a demonstra aceasta vom acţiona pe doua cai:

- comparaţia din punct de vedere al eficientei energetice, iar cealaltă - comparaţia privind acţiunea lor în legătura cu poluarea mediului.

La acţionarea acestor vehicule “curate” electrice (EV) sau hibride (HE) se folosesc baterii de acumulatori care au câteva “calitatea” esenţiale, atât din punct de vedere energetic cat şi sub aspectul poluării mediului pe cale directa cat şi pe cale indirecta, prin elementele lor constitutive. Deci acumulatorii:

- au o capacitate relativ mica de înmagazinare de energie, ceea ce conduce la o autonomie redusa a mijlocului de transport electric;-

- au volum şi greutate mare ceea ce îngreunează foarte mult construcţia vehiculului şi ii scad considerabil capacitatea de transport şi performantele dinamice;

- o alta “calitate” este durata mare de încărcare, care este în general de peste 8 ore; - tot la aceasta categorie de “calitatea” ale bateriilor de acumulatori este şi randamentul lor

scăzut, ceea ce face ca o parte din energia iniţiala (obţinută cu producere de dioxid de carbon CO2, şi oxizi de azot NOX, în centralele termoelectrice) sa se piardă.

Bateriile care au la baza plumbul sunt excesiv de grele, au un randament de redare maximum numai pana la 20% din capacitate lor de încărcare (după care performantele lor scad accentuat), au o viata scurta şi au în componenta elemente extrem de toxice şi poluante cum sunt acidul sulfuric şi plumbul. Aceste baterii sunt insa considerate actualmente depăşite tehnologic pentru acest domeniu.

Bateriile de tip lithiu-ion sunt mai indicate datorita faptului ca au capacitate de înmagazinare şi redare mai mare, au o densitate de energie mărita, şi un ciclu de durabilitate de 400 – 1200 cicluri, iar în condiţii optime randamentului lor de redare este mai mare. Ca dezavantaje al acestor baterii este faptul ca şi ele sunt grele, iar în timp capacitatea celulelor se micşorează şi pierd ireversibil aproximativ 20% din capacitate pe an. Ele trebuiesc depozitate la temperaturi scăzute, iar în caz


contrar pierzând 35% din energie la temperaturi de 40˚C. Când sunt stocate pe perioade lungi de timp curentul din circuitul propriu de protecţie poate consuma toata capacitatea bateriei.

La ambele tipuri de baterii după dezafectare apar compuşi toxici, poluanţi, care trebuiesc gestionaţi corect şi pentru reciclarea cărora trebuie cheltuiţi bani şi energie.

Tabel comparativ cu performantele principalelor tipuri de baterii utilizate

Acumulator Li-ion Acumulator cu acid Energie specifică 100-250 Wh/kg

(0.36-0.90 MJ/kg) 30-40 Wh/kg

Densitate energetică 250-360 Wh/L (0.90-1.30 MJ/L)

60-75 Wh/L

Putere specifică 250-340 W/kg 180 W/kg Efic. încărcare/descărcare 80-90% 50%-92% Rată autodescărcare 8% la 21 °C

15% la 40 °C31% la 60 °Cpe lună

3%-20% Pe lună

Durabilitate 400-1200 cicluri 500-800 cicluri

Mai mult la bateriile de tip lithiu-ion (LIB) exista şi pericolul de explozie.

Datorită utilizării pe scară mare şi foarte mare, multe state au inclus LIB în politica generală de reciclare a bateriilor/acumulatorilor, impunând măsuri speciale de manipulare şi depozitare, corelate cu efectele nocive asupra mediului pe care le au unele elemente componente ale acestor produse. Deși se solicită anumite măsuri de manipulare/depozitare, legate, mai ales de posibilitatea de apariţie a incendiilor/exploziilor datorată scurt-circuitării, LIB legal nu sunt considerate ca nocive pentru mediu, deoarece nu conţin compuşi sau metale toxice (ca de ex. cadmiu sau litiu metalic), ci doar cobalt, cupru, nichel sau fier, precum şi compuşi ai litiului care sunt considerați siguri pentru mediu şi incinerare. în concordanţă, de exemplu, cu guvernul USA "Lithium Ion batteries are classified by the federal government as non-hazardous waste and are safe for disposal în the normal municipal waste stream".

Problema bateriilor explozive, bazate pe tehnologia Litiu-Ion, este intens discutata în urma numeroaselor incidente în care acestea au luat foc sau au explodat aparent din senin, incidente soldate cu retrageri masive de pe piaţa a modelelor de baterii afectate. Un aspect esenţial, care trebuie luat în calcul, este însăşi natura volatila a acestei tehnologii, comparata cu alte forme de baterii reîncărcabile. Defectele în membrana izolatoare ce separa elementele componente ale unei astfel de baterii pot duce la adevarate miniexplozii în care electroliţii continuţi în acestea sunt vaporizaţi şi eliberaţi sub forma de abur supraîncălzit la peste 300 grade Celsius. Fabricanţii sunt conştienţi de acest fapt şi evaluează acest risc din punct de vedere statistic.

Un aspect mai puţin luat în considerare (sau chiar total desconsiderat), este cel al modului în care se obţine energia electrica livrata la reţea.

Curentul electric care încarcă aceste baterii este obţinut de cele mai multe ori prin arderea în termocentrale a unor combustibili fosili (gaze, petrol, cărbuni) care degaja de asemenea aceleaşi noxe la arderea lor în termocentrale (la care se adăuga cenuşa, haldele de zgura şi funingine). în acest fel se transfera locul de producere a gazelor poluante la centralele termoelectrice, iar aceasta nu poate fi o soluţie care sa dea satisfacţie din punct de vedere a protecţiei mediului.

De cele mai multe ori în aceste centrale la producerea curentului electric se degaja în atmosfera cantitatea de dioxid de carbon CO2 pe KWh mai mari decât la un motor termic de autovehicul (aşa cum se va arata ulterior în articol).


Conform normelor degajarea de CO2 în urma arderii diverşilor combustibili în motoarele termice la ora actuala are următoarele valori medii:

- motorina - 0.865 kg/10.000 KJ (0,311 kg CO2/KWh); - benzina (izooctan) - 0.805 kg/10.000 KJ (0,289 kg CO2/KWh); - alcool metilic - 0.800 kg/10.000 KJ (0,288 kg CO2/ KWh); - metan - 0.640 kg/10.000 KJ (0, 230 kg CO2/ KWh) ;

Se observa ca metanul din componenta gazului natural este varianta cea mai convenabila în privinţa emisiior de CO2. Un studiu la nivel european din anul 2007 arata ca producerea curentului electric prin termocentrale pe cărbune, (ca în cazul ROMANIEI), este insoţită de emanarea în atmosfera a 1096g de CO2 pentru fiecare KWh de curent electric produs. Daca insa curentul electric este obţinut prin arderea de gaze emanaţia de CO2 va fi de “numai” 523 g/KWh. Evident ca în cazul celui produs din energie hidro, nucleara sau eoliana emisiile sunt foarte mici. Daca insa producţia de energie electrică se obţine prin ardere de lemn, sau alta biomasa emisiile sunt foarte mari şi depăşesc 1500 g CO2/KWh. In ROMANIA curentul electric se obţine cu o emisie medie de 566 g CO2/KWh, ceea ce reprezintă puţin peste media din UE. Sunt tari în UE unde emisia medie de CO2 la producerea curentului electric este mult mai mica, cum sunt FRANTA cu 40g CO2/KWh (preponderent obţinut pe baza de energie nucleara), SUEDIA cu 18 g CO2/KWh, ELVETIA cu 15 g CO2/KWh şi NORVEGIA cu numai 5 g CO2/KWh (aproape în totalitate curentul electric este obţinut din energie hidro). Prin urmare şi poluarea directa şi indirecta produsă de către motorul acţionat electric va depinde de tara în care el funcţionează şi de originea curentului electric cu care este alimentat. Prin comparaţie cu valorile prezentate mai sus limitele actuale prevăzute de normativele de poluare în cazul motoarelor de autovehicule prevăd limitele maxime de 311 g CO2/KWh pentru cele pe motorina şi de 289 g CO2/KWh pentru cele pe benzina. Aceste valori sunt, după cum se poate vedea, inferioare cantităţilor de dioxid ce carbon CO2 emanate pentru aceiaşi energie produsa în centralele termoelectrice. La aceste elemente poluante produse la obţinerea curentului electric se adaugă şi câmpurile electromagnetice perturbatoare în zona adiacenta reţelelor de transport de înaltă tensiune. In final se poate afirma ca din punct de vedere al poluării mediului avem de comparat gazele de eşapament produse la funcţionarea motorului termic cu cele de la producerea curentului electric (care s-a arătat ca sunt mai mari), cu poluarea produsa de componentele bateriilor de acumulatori şi cu câmpurile electromagnetice perturbatoare produse în apropierea reţelelor de transport ale curentului electric. Şi în acest caz comparaţia este cel puţin discutabila şi se poate afirma ca se compara o emanaţie majora produsa local în centralele termoelectrice, cu alte mii de emanaţii mult mai mici, dar răspândite în teritoriu, în special în zonele urbane. Din punct de vedere al aspectului energetic constatam ca avem de făcut comparaţia intre randamentul general al vehiculului cu motor termic cu randamentul general al energiei electrice de la producere pana la motorul electric. în acesta din urma intra o serie de randamente de eficienta la obţinerea, transportul, la înmagazinarea şi la redarea curentului electric. Randamentul de producere al curentului electric depinde de natura combustibilului folosit, de calitatea instalaţiilor din centralele electrice, de tipul de centrale electrice etc. Transportul energiei electrice presupune şi el un randament (care depinde de distanta de transport, de tensiunea curentului transportat, precum şi de starea reţelelor de distribuţie). Deci apar şi aici pierderi energetice la care se adaugă apoi randamentele de stocare şi apoi de redare a curentului din bateriile de acumulatori.

ήve =ήcte • ήrte • ήib • ήdb • ήme;


unde: ήve – randamentul vehicolului electric; ήcte – randamentul centralei termoelectrice;

ήrte – randamentul retelei electrice; ήrte – randamentul de incarcare al bateriei; ήdb – randamentul de descarcare al bateriei; ήme – randamentul motorului electric.

În final se poate spune ca din punct de vedere al randamentului energetic avem de comparat randamentul unic al vehiculului cu motor termic (e drept destul de modest de aprox. 32-36%) cu produsul randamentelor de obţinere a curentului electric în centralele termoelectrice, randamentul reţelei de transport, randamentul de încărcare şi de redare a bateriilor de acumulatori şi randamentul motorului electric. Se vede ca sunt cam multe şi oricum produsul lor e sub randamentul motorului termic, iar acest lucru contează foarte mult în societatea actuala care este şi aşa energofaga (puse cap la cap aceste randamente dau o valoare care este de ordinul 0,25 – 0,29, care reprezintă o valoare oricum mai mica decât a randamentului general al motorului termic).

La cele arătate mai sus se poate adăuga ca din punct de vedere constructiv soluţia cu motor termic este mai simpla şi mai uşoara decât soluţia hibrida, dar este mai complexa şi mai costisitoare decât acţionarea electrica.

Se pare ca acţionarea hibrida a autovehiculelor nu este altceva decât o “inginerie de marketing” care craza impresia de economicitate şi protecţie a mediului şi are scopul obţinerii adeziunii ecologiştilor.

In prezentul articol autorul doreşte o atenţionare a faptului ca la momentul actual stadiul de dezvoltare tehnica şi tehnologica a societăţii aceasta nu îşi poate permite generalizarea autovehiculelor hibride, sau a celor electrice, aşa cum sunt ele acum. Creşterea numărului de hibride pe piaţa nu va face altceva decât să crească profiturile fabricanţilor şi a dealerilor auto care vor vinde cate doua motoare pentru fiecare vehicul şi la un preţ de cost mai ridicat. Insa în ansambluri ei societatea nu va avea de câştigat nici sub aspect energetic, nici sub aspect ecologic.

Acţionarea electrica a vehiculelor se va rezolva cu adevărat numai atunci când se va rezolva problema înmagazinării energiei electrice astfel încât cantitativ sa fie suficienta pentru a asigura motorului electric o autonomie comparabila cu cea a motorului termic, cu randamente mai bune de stocare şi redare şi cu deşeuri mai puţin periculoase pentru mediu.

Pana atunci se pare ca este posibil, şi se vor aduce în continuare multe îmbunătăţiri motoarelor termice cu ardere interna, atât din punct de vedere al performantelor de lucru, al îmbunătăţirii arderilor cat şi a randamentului termic al lor şi implicit al reducerii consumurilor de combustibili şi al reducerii noxelor produse şi emanate în mediu. Foarte probabila se pare ca va fi utilizarea de combustibili noi pe baza de hidrogen care sa ardă “curat” în motoare fără produşi poluanţi.

Bibliografie

[1] Aguesse P., Clefs pour 1’ecologie. Editions SEGHERS. Paris. 1971 [2] Babut G., Legislatia în domeniul mediului, Ed. UNIVERSITAS _ Petroşani 2000; [3] Ionescu A. Ion, Motoare termice. Solutii constructive şi măsuri generale pentru reducerea emisiilor poluante.

Editura MATRIX ROM. Bucureşti 2001 [4] Ionescu A. Ion, Soluţii moderne pentru protecţia mediului la motoarele termice cu ardere internă. Ed Conspress,

Bucureşti 2011. [5] Marinescu D., Dreptul mediului înconjurator, Ed. “SANSA” S.R.L.,1996 [6] Mihăilescu, R., De la Euro 0 la Euro 2. Revista Cargo Romania, nr.8/1998, Bucuresti. [7] Osenga, M., Actualizarea emisiilor, aerul pur şi CAREB, Revista Diesel Progress-Engines&Drive, februarie 1991. [8] Sârbu, L., Motoare termice, maşini de tractiune şi transport pentru construcţii. Ed. ECONOMICĂ, 2010. [9] **** Guvernul Romaniei, Departamentul Afaceri Europene


FINANŢAREA SOCIETĂŢILOR COMERCIALE DE CONSTRUCŢII PRIN EMISIUNI DE ACŢIUNI - ALTERNATIVĂ PUŢIN ONEROASĂ ÎN

RAPORT CU CREDITAREA

FINANCING THE CONSTRUCTION COMPANIES BY PUBLIC OFFERING FOR SALE OF SHARES – LOW-COST ALTERNATIVE,

VERSUS CREDITING

Marian Silviu IONESCU VLĂSCEANU1

Rezumat: Soluţia cea mai avantajoasă de finanţare a dezvoltării şi a activităţii curente, pentru firmele din domeniul construcţiilor, trebuie să combine preţul redus cu accesul rapid la fonduri. Prin urmare, caracterul puţin oneros al finanţării prin emisiune de acţiuni, singurul efort financiar fiind datorat costurilor implicate de comisioanele şi onorariile intermediarului emisiunii, societăţii de audit şi instituţiilor pieţei de capital, dar implicând o perioadă de pregătire şi derulare de circa 6 luni precum şi riscul realizării insuficiente a subscrierii acţiunilorpe de o parte şi caracterul rapid al împrumuturilor prin creditare şi emisiune de obligaţiuni, dar implicând unele comisioane, returnarea împrumutului precum şi plata dobânzilor pe de alta parte, impun o combinaţie între cele două forme de finanţare. Justificarea şi fundamentarea acestei soluţii mixte este sarcina articolului de faţă.

Cuvinte cheie: finanţarea dezvoltării, finanţarea activităţii curente, Planul de Investiţii şi Finanţare, creditare, finanţare puţin oneroasă, emisiune de acţiuni, subscriere, randamentul economic actualizat, termenul de recuperare a investiţiei actualizat.

Abstract: The most advantageus solution for financing the groath and current activity of the construction companies must combine low cost with rapid acces to the money. Consequently, the low cost aspect of financing by offering for sale of shares (issue of shares), the only financial effort consisting in comisions and fees for the underwriters (intermediaries) of the offer, for the auditor and for the institutions of the capital market. However, involving a period of preparing and opperating the offer of about 6 months and also the risk of insufficient subscription of the shares on one side and and the rapidity of obtaining the loans by credit or bonds issue, involving some comisions, repaying the principal and paying the interests on the other side, requires a combination of both forms of financing. The aim of this paper is to justify and substanciate this mixt solution.

Keywords: financing the groath, financing the current activity, Financial Plan, credit, low-cost financing, offering for sale of shares, subscription, Annualised return on investment, Annualised Investment Retrieval Term.

1. Introducere

O problemă fundamentală cu care se confruntă majoritatea societăţilor comerciale, este finanţarea dezvoltării şi a activităţii curente, mai ales în cazul firmelor cu cicluri de producţie îndelungate, imobilizări mari ale resurselor, preţuri unitare mari şi neuniformitate în vânzări, cum sunt cele din domeniul construcţiilor.

Alegerea soluţiei de finanţare este o sarcină dificilă. În general, finanţarea printr-o combinaţie judicioasă a surselor atrase externe împrumutate şi a surselor proprii externe obţinute prin emisiune de acţiuni ar trebui să fie o opţiune de neignorat. Justificarea şi fundamentarea

1 Asistent drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant lecturer, Technical University of Civil Engineering Bucureşti), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Profesor dr. Ing. Nicolae Postavaru, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering Bucureşti)


finanţării puţin oneroase prin emisiuni de acţiuni este sarcina articolului de faţă. Pentru aceasta, este necesară o analiză comparativă între varianta finanţării exclusiv prin creditare şi varianta finanţării mixte, prin creditare şi emisiune de acţiuni.

2. Studiu comparativ, pe baza utilizării indicatorilor dinamici, intre varianta finanţării societăţilor comerciale exclusiv prin creditare şi varianta finanţării prin creditare şi emisiune de acţiuni - Studiu de caz pentru S.C. ALUMIL ROM INDUSTRY S.A.

2.1. Determinarea Necesarul de Finanţare şi a Profitului

Indicatorii dinamicii folosiţi în evaluarea investiţiilor sunt indicatori care ţin cont de veniturile viitoare aduse de investiţie, luând în considerare şi factorul timp, prin urmare, este necesară asigurarea comparabilităţii între noţiunile economice la un anumit moment în timp, deoarece, aceeaşi sumă de bani, are valori economice diferite în momente diferite. Raportându-ne la momentul de declanşare a investiţiei, momentul zero, se va proceda la actualizarea sumelor viitoare în acest moment.

Din schiţa de principiu a Planului de Investiţii şi Finanţare al societăţii de construcţii ALUMIL ROM INDUSTRY S.A., elaborat pe baza Prospectui de Ofertă privind Oferta Publică Primară Initială de Vânzare a 6.250.000 acţiuni ale S.C. Alumil Rom Industry S.A., 8-18 dec. 2006 [1], se constată că în condiţiile aportului maxim de capital în urma potenţialei subscrieri de 100% din cadrul ofertei IPO, în anul 2007 vor mai fi totuşi necesare credite de trezorerie de 34.578.360 lei. În absenţa subscrierii, necesarul de finanţare ar fi de 34.578.360 lei + 27.943.971 lei (valoarea ofertei) = 62.522.331 lei.

Tabel 1 Schiţa de principiu a Planului de Investiţii şi Finanţare al societăţii de construcţii ALUMIL ROM

INDUSTRY S.A.

Dar, Necesarul de finanţat, în anul 2006 a fost acoperit în proporţie covârşitoare prin Contul Furnizor (28.934.631 lei). Principalul furnizor al Companiei fiind compania mama din Grecia ALUMIL MYLONAS INDUSTRIA ALUMINIULUI S.A. GRECIA care deţine 69,8806% din capitalul social (17.470.150 acţiuni), societatea va urma aceeaşi politică de finanţare prin credit furnizor iar împrumuturile atât pe termen scurt cât şi pe termen lung vor fi minore.

Optimismul din piaţa construcţiilor şi din economia naţională ne determină să previzionăm Datorii curente către furnizori şi alte datorii pe parcursul anului 2007 de 29.000.000 lei. Prudenţa însă ne îndemnă să previzionăm o finanţare din Contul Furnizor de 25.000.000 lei.

- Necesarul de finanţare ar putea fi:

Necesarul de Finanţare - Contul Furnizor = 62.522.331 - 25.000.000 = 37.522.331 lei = credite de trezorerie necesare. Necunoscând distribuţia acestor credite de-a lungul anului, majoram această valoare cu aproximativ 5%.

An 2007 An 2008 An 2009

I. Modificarea trezoreriei = surse – utilizări - 40.386.471 - 31.111.918 - 32.963.022

II. Deficit sau excedent al trezoreriei la începutul perioadei (din anul anterior)

5.808.111 – disponib. banesti la 30.06.2006 16.000.000 18.000.000

III. Necesarul de finanţat (Deficit de resurse) III = I + II - 34.578.360 - 15.111.918 - 14.963.022

IV. Credite de trezorerie: IV = - III 34.578.360 15.111.918 14.963.022


Vom avea: 37.522.331 x 1,05 = 39.398.447,55 lei

Gradul de aproximare fiind mare, vom rotunji valoarea la 40.000.000 lei.

- Pentru profitul anului 2007 ce va fi luat în calcul la stabilirea randamentului vom alege una din valorile următoare:

Profitul Operaţional determinat prin utilizarea arborilor decizionali [2] pe baza Prospectui de Ofertă privind Oferta Publică Primară Initială de Vânzare a 6.250.000 acţiuni ale S.C. Alumil Rom Industry S.A., 8-18 dec. 2006 [1] = 10.560.710,6 lei;

Profitul Net previzionat de 12.629.558 lei (mai mic decât Profitul operaţional previzionat de 14.369.558 lei) [3-4], evaluate pe baza Prospectui de Ofertă privind Oferta Publică Primară Initială de Vânzare a 6.250.000 acţiuni ale S.C. Alumil Rom Industry S.A., 8-18 dec. 2006 [1].

Pentru a respecta condiţia de prudenţă, se va alege valoarea minimă de 10.560.710,6 lei.

2.2. Determinarea Randamentul Economic Actualizat şi a Termenului de Recuperare a Investiţiei Actualizat în situaţia soluţiei de finanţare prin creditare

Parametrii utilizaţi:

d = durata investiţiei, adică a imobilizării banilor investiţi în cadrul IPO până fructificarea lor în cadrul societăţii este de maximum jumătate de an = 0,50 ani;

De = durata exploatare;

a = rata de actualizare, care trebuie să fie mai mare decât rata reală a dobânzii;

rată a dobânzii - cca. 7% în anul 2006 (Banca Naţionala a României [5], cu tendinţa de scădere).

Estimarea ratei de actualizare - a Rata de actualizare este rata rentabilităţii utilizate pentru a converti în valoare prezenta o sumă de bani, plătibila sau de primit în viitor:

a = Cmpc = Costul mediu ponderat de convertire a capitalului

Cmpc = ccpr x %Kpr + d x %D x (1- c) unde:

Ccp - costul Capitalului Propriu = Profit Net / Capitalul Propriu;

%Kpr - ponderea Capitalului Propriu in Capitalul Investit;

D - costul Capitalului Împrumutat = Costuri cu Dobânzile/Credite Purtatoare de Dobândă;

%D - ponderea Datoriilor in totalul Capitalului Investit;

C - cota de impozit pe profit.

Capitalului Investit (100%) = Capitalului Propriu (%Kpr) + Credite Purtatoare de Dobândă (%D)

Din Bilanţul consolidat previzionat al ALUMIL ROM INDUSTRY S.A. alegem pentru Profitul Net valoarea cea mai pesimistă (PNan = Profitul Operaţional (arbori decizionali) = 10.560.710,6 lei). În lipsa finanţării prin oferta publică, putem estima că Capitalul Propriu va fi de aproximataiv 30.500.000 lei (aproximare pesimistă – minorare) şi suma împrumutată de cca. 40.000.000 lei (aproximare pesimistă – majorare):

Ccpr = Profit Net / Capitalul Propriu = 10.560.710,6 / 30.500.000 = 0,3462


d = Costuri cu Dobânzile / Credite Purtătoare de Dobândă

= 0,07 x 40.000.000/40.000.000 = 0,07 (aproximare acoperitoare),

c = 0,16

Capitalul Investit = Capitalul Propriu + Credite Purtătoare de Dobândă =

= 30.50.000 + 40.000.000 = 70.500.000 lei

%Kpr = 30.500.000 / 70.500.000 = 0,4326

%D = 40.000.000 / 70.500.000 = 0,5674

Cmpc = 0,3462x 0,4326 + 0,07 x 0,5674x (1- 0,16) = 0,18312 Considerăm o rată de actualizare a = 0,184, superioară ratei dobânzilor.

Considerăm Profitul Net constant în timp: PNan = Profitul operaţional (arbori decizionali) = = 10.560.710,6 lei

Formula Randamentului Economic Actualizat este:

1

(1 ) 1(1 ) (1 ) 11

(1 )

De

an d Deactualizatactualizat

economic d itot actualizatad

n

aPNPN a a a

R I Ia

−

=

+ −+ × + ×= = −∑

+

Pentru: - d = durata medie a investiţiei (durata imobilizării fondurilor investite) = 0,50 ani

- De = durata aproximativă de exploatare = 1,00 ani

- a = 0,184

777,01

)184,01(1000.000.40

184,0)184,01()184,01(1)184,01(/710.560.10

5,01

0,15,0

0,1

−=−

+

×+×+−+

=

∑=

d

n

anactualizateconomicR

Pentru: - De = 7.10 ani

023,01

)184,01(1000.000.40

184,0)184,01()184,01(1)184,01(/710.560.10

5,01

1,75,0

1,7

=−

+

×+×+−+

=

∑=

d

n


Formula Termenului de Recuperare a Investiţiei Actualizat este:

log log( (1 ) )log(1 )

actualizata dan an tactualizat

recuperarePN PN a I a

T a− − × × +

=+

0,5log10.560.710 log(10.560.710 0,184 37.712.362 (1 0,184) ) 7,08log(1 0,184)

actualizatrecuperare aniT

− − × × += =

+

Investiţia totală actualizată este:

Termenul de recuperare a investiţiei actualizat este de aproape 7 ani şi cca. o lună (7,08 ani), deci valoarea Randamentului Economic Actualizat va fi pozitivă abia după aproape 7 ani şi o lună, rezultă că făcând această investiţie, se va raporta un mic randament doar abia după 7 ani şi un

d 1 1 Itot

actualizata =∑I tot ───── = 40.000.000 x ──────── = 36.760.731 lei n=1 (1 + a)n (1 + 0,184)0,5


trimestru şi aceast lucru se va întâmpla numai în condiţiile în care inflaţia şi dobânzile bancare nu vor creşte. Istoria a arătat că acest lucru nu s-a întâmplat, în 2009 inflaţia şi dobânzile crescând peste măsură.

În concluzie, s-ar impune o alternativă de finanţare mult mai puţin oneroasă.

2.3. Determinarea Randamentul Economic Actualizat şi a Termenului de Recuperare a Investiţiei Actualizat în situaţia soluţiei de finanţare mixte (creditare şi emisiune de acţiuni)

În cazul finanţării printr-o ofertă publică de acţiuni (IPO) s-ar putea obţine maximum 27.943.971 lei (subscriere 100%). Să presupunem o ‘’incheiere cu succes a ofertei’’, adică o subscriere de 80%.

Rezultă o finanţare de 0,80 x 27.943.971 lei = 22.355.177 lei.

Necesarul de împrumutat de la bănci ar fi: 40.000.000 - 22.355.177 = 17.644.823 lei

Putem face o rotunjire în sens dezavantajos, deci prudentă la 18.000.000 lei.

Capitalul Propriu = (40.000.000 – 18.000.000) + 30.500.000 = 52.500.000 lei, inferior celui prognozat în Bilanţul consolidat previzionat al ALUMIL ROM INDUSTRY S.A..

Ccpr = Profit Net / Capitalul Propriu = 10.560.710,6 / 52.500.000 = 0,2011 d = Costuri cu Dobânzile / Credite Purtătoare de Dobândă = 0,07 x 18.000.000/18.000.000 = 0,07 (aproximare acoperitoare), c = 0,16 Capitalul Investit va fi: Capitalul Investit = Capitalul Propriu + Credite Purtătoare de Dobândă = = 52.500.000 + 18.000.000 = 103.450.000 lei %Kpr = 52.500.000 / 70.500.000 = 0,7447 %D = 18.000.000 / 70.500.000 = 0,2553

Cmpc = 0,2011 x 0,7447 + 0,07 x 0,2553 x (1- 0,16) = 0,16477 Considerăm o rată de actualizare a = 0,165

Pentru: - d = durata medie a investiţiei (durata imobilizării fondurilor investite) = 0,50 ani

- De = durata aproximativă de exploatare = 1 an - a = 0,165

496,01

)165,01(1000.000.18

165,0)165,01()165,01(1)165,01(/710.560.10

5,01

15,0

1

−=−

+

×+×+−+

=

∑=

d

n


Pentru De = 2,00 ani

064,01

)165,01(1000.000.18

165,0)165,01()165,01(1)165,01(/710.560.10

5,01

25,0

2

−=−

+

×+×+−+

=

∑=

d

n


Pentru De = 2,25 ani

034,01

)165,01(1000.000.18

165,0)165,01()165,01(1)165,01(/710.560.10

5,01

25,25,0

25,2

=−

+

×+×+−+

=

∑=

d

n



Investiţia totală actualizată este:

Termenul de recuperare a investiţiei actualizat este: 0,5log10.560.710 log(10.560.710 0,165 16.676.678 (1 0,165) ) 2,162

log(1 0,165)actualizatrecuperare aniT

− − × × += =

+

Termenul de recuperare a investiţiei actualizat este de aproape un an şi 2 luni (2,162 ani), deci valoarea Randamentului Economic Actualizat va fi pozitivă după aproape 9 trimestre, rezultă că adoptând această formă mixtă de finanţare a investiţiilor, recuperarea se va realiza în puţin peste 2 ani şi un trimestru, acesta fiind un termen avantajos dacă ne raportăm la varianta finanţării doar prin creditare, în care caz termenul actualizat de recuperare a investiţiei ar fi de 7 ani şi o lună.

Evolutia randamentului economic actualizat - in varianta finantarii exclusiv prin creditare si in varianta finantarii

prin creditare si emisiune de actiuni

-1

-0.5

0

0.5

Finantarea exclusiv princreditare

-0.777 -0.5887 -0.4296 -0.295 -0.1839 -0.005

Finantarea prin creditaresi emisiune de actiuni

-0.496 -0.064 0.3069

2007 2008 2009 2010 2011 2012

Fig.1 - Evoluţia randamentului economic actualizat în varianta finanţării exclusiv prin creditare şi în variant

finanţării prin creditare şi emisiune de acţiuni

3. Concluzii

În concluzie, o alternativă de finanţare mult mai puţin oneroasă decât creditele şi emisiunile de obligaţiuni, anume Oferta Publică de Vânzare de Acţiuni este pe deplin fundamentată. Aceasta s-ar putea materializa printr-un influx de capital în urma încheierii cu succes a ofertei de cca. 22.300.000 lei, rămânând ca firma să se finanţeze suplimentar din credite de trezorerie, cca. 17.700.000 lei. În cazul subscrierii totale s-ar obţine 27.943.971 lei, creditele reducându-se la 17.644.823 lei.

Pentru investitori si speculatori, decizia de a subscrie în cadrul ofertei a fost perfect justificată

Ineresul pentru aceste acţiuni s-a menţinut tot timpul anului 2007, cotaţiile oscilând între valorile de 6 şi 7 lei/acţiune în lunile următoare şi scăzând sub valoarea de subscriere abia în septembrie 2008, această scădere putând totuşi fi pusă pe seama panicii generale produse în piaţă dar şi perspectivelor pesimiste din economie şi din sectorul de construcţii. Aceste evoluţii confirmă faptul că decizia de a subscrie în cadrul ofertei a fost perfect justificată pentru speculatori, aceştia având timp suficient pentru a vinde la preţuri bune dar şi pentru investitori, compania comportându-se excelent pentru perioada de criză pe care o parcurge.

În această perioadă, Alumil Rom Industry a plătit dividende convenabile deşi sub aşteptări, dacă se ţine cont de situaţia de criză dar şi de politica prudenţială pe care trebuie să o ducă o echipă de conducere conştientă:

d 1 1 Itot

actualizata =∑I tot ────── = 18.000.000 x ─────── = 16.676.678 lei n=1 (1 + a)n (1 + 0,2)0,5


Evolutia profitului net pe actiune si a Dividendului pe actiune

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.00%

20.00%

40.00%

60.00%

80.00%

100.00%

120.00%

Profitul net pe actiune (lei) 0.47944 0.4123 0.3018 0.2018

Dividendul pe actiune (lei) 0.45 0.34 0.29 0.08

Gradul de distribuire a dividendului 93.86% 82.46% 96.09% 39.63%

2006 2007 2008 2009

Fig.2 - Evoluţia Profitului net pe acţiune, a Dividendului şi a Gradului de distribuire a dividendului

Numărul acţiunilor a rămas acelaşi cu cel rezultat în urma ofertei IPO, adică de 31.250.000, compania nemaifăcând nici o modificare a capitalului sau social.

Raţionalitatea ofertei publice este evidenţiata şi de scurtarea spectaculoasă a termenului de recuperare actualizat al investiţiei, de la 2,162 ani în varianta previzionată, la 1,131 ani :

Evolutia randamentului economic actualizat - in varianta finantarii exclusiv prin creditare si in varianta finantarii prin creditare si emisiune de actiuni

- previzionata si efectiva

-5

0

5

10

15

Finantarea exclusiv prin creditare -0.777 -0.5887 -0.4296 -0.295 -0.1839 -0.005Finantarea prin creditare si emisiune de actiuni -0.496 -0.064 0.3069Finantarea efectiva prin creditare si emisiunede actiuni

-0.217 11.93

2007 2008 2009 2010 2011 2012

Fig.3 - Evoluţia randamentului economic actualizat în varianta finanţării exclusiv prin creditare şi în variant

finanţării prin creditare şi emisiune de acţiuni, previzionată şi efectivă

Bibliografie

[1] S.C. Alumil Rom Industry S.A, Prospect de Ofertă privind Oferta Publică Primară Initiala de Vânzare a 6.250.000 acţiuni ale S.C. Alumil Rom Industry S.A., 8-18 dec. 2006;

[2] Stoica, M., Andreica, M., Nicolae, D., Cantau, D., Metode si Modele de Previziune Economica, Bucureşti, Editura Universitară, 2006;

[3] Stancu D., Contabilitate şi finanţe pentru ingineri, Editura Economică, Bucuresti, 2004; [4] Stancu, I., Finanţe, Teoria pieţelor financiare, Finanţele întreprinderilor, Analiza şi gestiunea financiară, editia a

IV-a, Editura Economică, Bucureşti, 2007; [5] Banca Naţionala a României , www.bnro.ro.

Documents

Doctoral_nr3-4_2011