11.Breviar de Calcul- Ansamblu ELI-NP

7/27/2019 11.Breviar de Calcul- Ansamblu ELI-NP

http://slidepdf.com/reader/full/11breviar-de-calcul-ansamblu-eli-np 1/122

Beneficiar :IFIN-HHDenumire : INFRASTRUCTURA DE CERCETARE ELI-NPROMANIA

Adresa : Str. Reactorului nr. 30, Magurele, ILFOV

S.C. HACHIKO DESIGN S.R.L.Str. DINU VINTILA nr. 11Etaj 8, camera 8, sector 2

BUCURESTI

F-7.3.6-4CodPO-4.2.1 Editia 2 Breviar de calcul Proiect nr. 26/2011

Faza : P.Th.-rev01

Pag 1 / 122

Pr.nr.: 26/2011Faza : P.T. + C.S. – revizia 1Data : mai 2012

BREVIAR DE CALCUL

CUPRINS

1 ASPECTE GENERALE ................................................................................................3

2 REFERINTE NORMATIVE ŞI BAZA LEGALĂ A PROIECTULUI DE STRUCTURI......5

3 DATE REZULTATE DIN STUDIUL GEOTEHNIC.........................................................9

4 IPOTEZE ŞI METODE DE CALCUL...........................................................................10

4.1 MATERIALE UTILIZATE SI INCĂRCĂRI ............................................................ 16

4.1.1 CLADIREA GAMMA.....................................................................................16

4.1.2 CLADIREA LASER.......................................................................................19

4.1.3 CLADIREA LABORATOARE........................................................................22

4.1.4 CLADIREA BIROURI ...................................................................................24

4.1.5 CLADIREA CASA DE OASPEłI ..................................................................27

4.1.6 CLADIREA CANTINĂ...................................................................................30

4.2 INCARCARI CLIMATICE.....................................................................................32 4.3 STABILIREA ÎNCĂRCĂRILOR SEISMICE ŞI NIVELE DE PREFORMANłĂ .....32

4.4 GRUPĂRI DE ACłIUNI.......................................................................................37

5 REZULTATE PENTRU STRUCTURI .........................................................................40

5.1 CLĂDIREA GAMMA............................................................................................40

5.1.1 Caracteristici dinamice ................................................................................. 40

5.1.2 ForŃe seismice pe bază de coeficient ........................................................... 41

5.1.3 Spectrul de răspuns pe proiectare................................................................42

5.1.4 Verificări la SLS şi ULS ................................................................................ 43

5.1.5 ParŃi din calculul de elemente.......................................................................46

5.2 CLADIREA LASER..............................................................................................69


5.2.2 ForŃe seismice pe bază de coeficient ........................................................... 72 5.2.3 Spectrul de răspuns de proiectare................................................................73


5.2.5 PărŃi din calcul de elemente .........................................................................75

5.3 CLADIREA LABORATOARE...............................................................................77



5.3.3 Spectrul de răspuns de proiectare................................................................81






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 2 / 122



5.4 CLADIREA BIROURI...........................................................................................84



5.4.3 Spectrul de răspuns de proiectare................................................................87



5.5 CLADIREA OASPEłI..........................................................................................92



5.5.3 Spectrul de răspuns de proiectare................................................................96 5.5.4 Verificări la SLS şi ULS ................................................................................ 96

5.5.5 PărŃi din calcul de elemente .......................................................................100

5.6 CLADIREA CANTINĂ........................................................................................101

5.6.1 Caracteristici dinamice ............................................................................... 101

5.6.2 ForŃe seismice pe bază de coeficient ......................................................... 105

5.6.3 Spectrul de răspuns de proiectare..............................................................106

5.6.4 Verificări la SLS şi ULS .............................................................................. 106

5.6.5 PărŃi din calcul de elemente .......................................................................108

5.7 ANALIZA SISTEMELOR DE FUNDARE AFERENTE CONSTRUCTIILOR CEALCATUIESC INFRASTRUCTURA.............................................................................108

5.7.1 Date de Proiectare .....................................................................................108

5.7.2 Date Geotehnice ........................................................................................108 5.7.3 Analiza cladirilor fundate în sistem Radier General.................................... 110

5.7.4 Calculul tasarii............................................................................................110

5.7.5 Coeficienti elastici.......................................................................................110

5.7.6 Analiza prin calcul a stării de eforturi şi deformaŃii a terenului de fundareinduse de fundarea indirecta a cladirii gamma ......................................................... 111

5.7.7 Coeficienti elastici pentru baretele sistemului de fundare a cladirii gamma120

5.7.8 Capacitatea portanta a baretelor................................................................122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 3 / 122

1 ASPECTE GENERALE

InvestiŃia ELI-NP se va construi în Oraşul Magurele, jud. Ilfov, pe amplasamentulInstitutului National de Cercetare-Dezvoltare pentru Fizica şi Inginerie Nucleară -Horia Hulubei (IFIN-HH), situat pe Strada Reactorului nr. 30.

Amplasamentul este localizat în partea de Sud-Vest a Municipiului Bucureşti, la3,5 km distanŃă de limita acestuia.

Terenul pe care se va realiza investiŃia, este liber de orice construcŃie, are oconfiguraŃie plată, cu panta descendentă de la sud către nord, cu cote absolute(reper NMN) +75.50m ~ +74.20 .

În conformitate cu zonarea seismică a teritoriului României definită în SR 11100-1/1993, zona seismică a amplasamentului pe care urmează să se realizezeinvestiŃia ELI – NP Magurele, jud. Ilfov, este 81.

Conform codului P100-1/2006 cap.3 şi SR EN 1998-1:2004/NA:2008 tab. 3.1hazardul sesimic pentru proiectare al zonei denumita Z3, este definit de valoareade vârf a acceleratiei orizontale a terenului ag = 0.24g, definita pentru un intervalmediu de recurenta corespunzator starii limita ultime de 100 ani, cu perioade decontrol de TB = 0.16s, TC= 1.6 s si TD= 2.0 s, si cu β(T) spectrul normalizat deraspuns elastic egal cu β0 = 2.75 (factorul de amplificare maxima a acceleratieiorizontale a terenului de catre structura pentru TB<T< TC.

Se reaminteşte faptul că norma seismică P100-1 este în curs de revizuire.Estimările privind data pentru intrarea în viguare a noului cod seismic denumitP100-1/2011 sunt decembrie 2012.

Pentru prezentul proiect s-au utilizat prevederile normei actuale de proiectare

seismică, respectiv P100-1/2006.

Calculul structurii de rezistenŃă s-a efectuat atât sub sarcini gravitaŃionale cât şisub sarcini orizontale, pe baza ipotezelor menŃionate. Referindu-ne la cele dinurmă se ştie că hotărâtoare pentru verificarea structurii existente vor fi maximeledintre încărcările din seism, care se combină cu solicitările gravitaŃionale. În cazulde faŃă seismul dimensionează pentru toate construcŃiile.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 4 / 122

Calculul structurilor s-a efectuat cu ajutorul programelor de calcul automat SAP şiETABS Nonlinear realizate la Universitatea Berkeley din California, pe modelecomplexe tri-dimensionale, cu considerarea comportării de spaŃiale de ansamblu astructurilor.

S-au făcut verificări la starea limită ultimă precum şi la starea limită de exploatarenormală (starea limită de serviciu) funcŃie de nivelul de performanŃă selectat.

Având în vedere funcŃiunile clădirilor, în conformitate cu P 100-1/2006 tab. 4.3,clasa de importanŃă a fost tratată diferenŃiat şi respectiv, în conformitate cu HG. nr.

261/994 şi cu HG. nr 766/1997 art. 20, categoria de importanta a fost tratată totdiferenŃiat, astfel că au rezultat următoarele :

Obiect Clasa deimportanta

Factor deimportanta (γ)

Categoria deimportanta

Model deasig. a calitatii

Clasa deconsecinŃe

Clasa deexecuŃiestructurimetalice

Clad. Birouri III 1.00 C 3 CC2

Clad. Gamma II 1.20 B 2 CC3 EXC3

Clad. Laser II 1.20 B 2 CC3 EXC3

Clad.Laboratoare

II 1.20 B 2 CC2 EXC2

Clad. Cantina III 1.00 C 3 CC2

Bazine III 1.00 C 3 CC1

Clad. Oaspeti III 1.00 C 3 CC2

Cabina Poarta III 1.00 C 3 CC2

imprejmuire III 1.00 C 3 CC1






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 5 / 122

În conformitate cu SR EN 1990:2004 tab. 2.1, cu SR EN 1992-1-1:2004 tab. 4.1 şicu SR EN 1992-1-1:2004/NB:2008 tab. 4.3.N, clasa structurală este S4 (construcŃiiobişnuite cu durata de utilizare de 50~100 ani).

2 REFERINTE NORMATIVE ŞI BAZA LEGALĂ A PROIECTULUI DESTRUCTURI

Cadrul legal pentru proiectul structurii de rezistenŃă este alcătuit din următoarelestandarde, coduri, normative şi legi :

Reglementări generale

Od. MDRL nr. 596 / 2009 Lista standardelor române care transpun standardeeuropene armonizate şi a specificaŃiilor recunoscute în domeniul produselor pentruconstrucŃii

GT 053-2004 Ghid pt adaptarea scării de intensităŃi seismice europene EMS-98 lacondiŃiile seismice ale României şi la necesităŃile inginereşti

P 100–1/2006 Cod de proiectare seismică – partea a I-a. Prevederi de proeictare

pentru clădiri

SR EN 1990:2004/NA:2006 Bazele proiectării structurilor. Anexa naŃională;interpretat împreună cu

CR 0–2005 Bazele proiectarii structurilor în construcŃii - Clasificarea şi grupareaacŃiunilor

SR EN 1991-1-1:2004/NA:2006 AcŃiuni asupra construcŃiilor. GreutăŃi specifice,greutăŃi proprii, încărcări din exploatare pt construcŃii. Anexa naŃională

SR EN 1991-1-3:2005/NA:2006 AcŃiuni asupra structurilor. Încărcări date dezăpadă. Anexa naŃională; interpretat împreună cu

CR 1–1–3–2005 Evaluarea acŃiunii zăpezii asupra construcŃiilor, cu modificările şicompletările date prin Od. MDLPL nr. 345/19.03.2008

SR EN 1991-1-4:2006/NB:2007 AcŃiuni asupra structurilor. AcŃiuni ale vântului.Anexa natională; interpretat împreună cu






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 6 / 122

NP 082 - 2004 Cod de proiectare AcŃiuni asupra construcŃiilor date de vânt,modificat cu Od. MDLPL nr. 690/10.08.2007

SR EN 1991-1-5:2004/NA:2008 AcŃiuni asupra structurilor. AcŃiuni termice. Anexanatională.

HG nr. 177 / 2000 Norme tehnice privind proiectarea şi executarea adăposturilor de protecŃie civilă în subsolurile construcŃiilor noi (MapN)

GP-101-04 Ghid privind proiectarea sistemelor de izolare seismică pasivă

(reazeme, disipatori) a clădirilor.

P 130/1999 Normativ pentru urmărirea comportării în timp a construcŃiilor

Beton si beton armat

SR EN 1992-1-1:2004 Proiectarea structurilor de beton şi beton armat. Reguligenerale şi reguli pentru clădiri.

SR EN 1992-1-1:2004/AC:2008 Proiectarea structurilor de beton şi beton armat.Reguli generale şi reguli pentru clădiri.

SR EN 1992-1-1:2004/NB:2008 Proiectarea structurilor de beton şi beton armat.Reguli generale şi reguli pentru clădiri. Anexa naŃională; interpretate împreună cu

CR 2-1-1.1-2006 Cod de proiectare a construcŃiilor cu pereŃi structurali de betonarmat

SR EN 1994-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite deoŃel şi beton. Reguli generale şi reguli pentru clădiri. Anexa naŃională; interpretat

împreună cu

NP 033/1999 Cod de proiectare pentru structuri de beton armat cu armatură rigidă

GP 042/1999 Ghid de proiectare pentru structuri de beton armat cu armaturarigidă






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 7 / 122

NE 020-2003 Normativ privind proiectarea planşeelor compuse din tabla cutată –beton

NE 012-1/2007 Normativ pt producerea betonului şi executarea lucrărilor de betonşi beton armat şi precomprimat – partea 1: Producerea betonului

NE 012-2/2010 Cod de practică pentru executarea lucrărilor de beton şi betonarmat

ST 009-2005 Specificatie tehnica privind cerintele şi criteriile de performanŃă pt.

produse din oŃel utilizate ca armături în structuri din beton: cerinŃe, criterii deperformanŃă, modificată şi completată cu Od. MDRT nr. 275 / 2009

Metal

SR EN 1993-1-1:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor din oŃel. Reguli generaleşi reguli pentru clădiri.

SR EN 1993-1-1:2006/AC:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor din oŃel. Reguli

generale şi reguli pentru clădiri.

SR EN 1993-1-1:2006/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor din oŃel. Reguligenerale şi reguli pentru clădiri. Anexa naŃională.

SR EN 1090-2: 2009 : Executarea structurilor din oŃel şi structurilor de aluminiu.Partea 2: CerinŃe tehnice pentru structuri de oŃel.

STAS 767/0–1988 ConstrucŃii din oŃel. CondiŃii generale de calitate

STAS 500/1,2,3–1989 OŃeluri de uz general pt contrucŃii. CondiŃii tehnice de

calitate, Mărci.

SR EN 729/1,2–1996 CondiŃii de calitate pentru sudare.

SR EN 10020–1994 Definirea şi clasificarea mărcilor din oŃel.

GP 111 / 2004 Ghid de proiectare privind protectia anticoroziva a constructiilor dinotel.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 8 / 122

Terasamente şi fundaŃii

SR EN 1997-1:2004/NB:2007 Proiectarea geotehnică. Reguli generale. AnexanaŃională.

SR EN 1997-2:2007 Proiectarea geotehnică. Încercarea şi investigarea terenului.

NP 074–2007 Normativ privind documentaŃiile geotehnice pentru construcŃii.

NP 112-2004 Normativ pentru proiectarea structurilor de fundare directă.

STAS 3300/1-1985 Teren de fundare - principii generale de calcul

STAS 3300/2-1985 Calculul terenului de fundare pentru fundaŃiile directe

GP 014/1997 Ghid de proiectare pt. calculul terenului de fundare la acŃiuniseismice pt. fundaŃiile directe.

SR EN 1536:2004 Executarea lucrarilor geotehnice speciale. PiloŃilor foraŃi

C169/1988 Normativ pt. executarea lucrărilor de terasamente pt. realizareafundaŃilor construcŃiilor civile şi industriale

Reglementari referitoare la sistemul calitatii in constructii

Legea nr. 10/1995 privind calitatea în construcŃii cu modificările şi completările dinHG nr. 498/2001 şi Legea nr. 123/05.05.2007

HG. nr. 766/1997 Reglementări privitoare la asigurarea calităŃii construcŃiilor şiurmărirea comportării în exploatare a acestora împreună cu completările şi

modificările din H.G. nr. 675/03.07.2002Legea nr. 50/1991 privind autorizarea executării lucrărilor de construcŃii republicată în 2004 împreună cu Normele Metodologice de Aplicare Od. MTCT nr. 1430/2005, împreună cu Legea nr. 261/07.07.2009 de aprobare a OUG. nr. 214/2008 pentruModificarea şi completarea Legii nr. 50/1991 împreună cu Od. MDRL nr.119/26.02.2009 privind modificarea şi completarea Normelor Metodologice deaplicare






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 9 / 122

OG. nr. 63/2001 ÎnfiinŃarea Inspectoratului de Stat în ConstrucŃii (ISC)

HG. nr. 164/21.08.2008 Regulament de organizare şi funcŃionare al ISC

HG. nr. 925/1995 Regulament de verificare şi expertizare tehnică de calitate aproiectelor, a execuŃiei lucrărilor şi a construcŃiilor

În cadrul Caietului de Sarcini pentru stuctura de rezistenŃă, lista standardelor şinormativelor este mult mai amplă întrucat cuprinde şi reglementările referitoare lamateriale şi respectiv tehnologia de execuŃie.

3 DATE REZULTATE DIN STUDIUL GEOTEHNIC

Studiul geotehnic a fost întocmit în cadrul S.C. “EXPERCO-ISPIF” S.A. – ing.Valentin Rolea şi a avut la bază 3 foraje de 50m adancime şi 2 foraje de 15madâncime executate pe amplasament.

Analizele de laborator efectuate asupra probelor prelevate din forajele geotehnicede prospectare au pus în evidenŃă în principal, granulometria stratelor investigate

şi apartenenŃa acestora la unul din tipurile litologice analizate.Acviferul cantonat în formaŃiunile necoezive ale câmpului înalt (pietrişuri deColentina) are nivelul situat la adâncimi de cca. 4,00~ 5,00 m, funcŃie de cotaterenului unde s-a facut măsurarea lui.

Depozitele coezive de suprafaŃă (argile) se caracterizează printr-o marecompresibilitate. În acest context pentru împiedicarea pătrunderii apelor meteoricela fundaŃii, umpluturile exterioare se vor executa din argila excavată curată, înstraturi cu grosime de max. 25cm, cu compactare energică şi asigurarea umidităŃiinecesare compactării, până la atingerea unei valori minime de γ = 18.5 kN/m3 .

În conformitate cu NP 074/2007, lucrarea se încadrează în categoria geotehnică1, cu risc geotehnic redus întrucat :

pământurile se prezintă astfel:

pământuri coezive cu plasticitate mare cu indicele de plasticitate Ip > 0.20 şiindicele de consistenŃă IC > 0.75 2 puncte






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 10 / 122

excavaŃia nu va cobori sub nivelul apei 1 punct

construcŃiile ce se vor realiza sunt normale 3 puncte

nu exista risc la excavare pentru vecinătăŃi 1 punct

zona seismică caracterizată de ag=0.24g 2 puncte

total 9 puncte – risc geotehnic redus

Pe baza descrierii litologice interceptate în foraje şi în conformitate cu STAS3300/2-1985 s-au determinat valorile de bază ale presiunii convenŃionale (pconv).

Natura şi receptia terenului la cota de fundare va constitui faza determinanta pentru fiecare obiect în parte.

4 IPOTEZE ŞI METODE DE CALCUL

Proiectul pentru structurile de rezistenta ale clădirilor ce se constituie în investiŃiaInfrastructura de Cercetare ELI – NP, se întocmeste în principal în baza codului P

100-1/2006, cod care se aplică proiectării clădirilor şi construcŃiilor de ingineriecivilă amplasate în zone seismice. Codul P 100-1/2006 este armonizat cu Eurocod8 (SR EN 1998-1:2004).

În conformitate cu P 100-1/2006 pct. 2.1 cerinŃele fundamentale sunt

Cerinta de siguranta vietii

Structurile sunt proiectate pentru a prelua acŃiunile seismice de proiectare aşa cumsunt ele definite în P 100-1/2006 cap. 3, cu un nivel al forŃelor seismicecorespunzătoare unui interval mediu de recurenŃă (IMR) de 100 ani;

Cerinta de limitarea deplasarilor

Structurile sunt proiectate pentru a prelua acŃiuni seismice cu o probabilitate maimare de aparitie decat acŃiunea seismică de proiectare, fără degradări sauscoateri din uz. AcŃiunea seismică consideraŃa pentru cerinŃa de limitare a






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 11 / 122

degradărilor corespunde unui interval mediu de recurenŃă de referinŃă de 30 deani.

În conformitate cu SR EN 1990:2004/NA:2006 pct. A1.1, interpretat împreună cuCR 0-2005 tab. 1.1, categoria de viaŃă proiectata este 4 (durata de viata proiectatade 50~100 ani), cu excepŃia clădirilor Gamma şi Laser care intră în categoria 5(durata de viaŃă proiectată de cel putin 100 ani).

Un număr de patru clădiri care nu transmit încărcări deosebite terenului de fundarevor fi fundate direct.

Mai jos, sunt specificate aceste clădiri precum şi dimensiunile lor în plan şi încărcările transmise terenului de fundare.

Coeficientii elastici de rigiditate la încărcări verticale (Kv) au fost determinati pebaza tasărilor calculate ale clădirilor şi a încărcărilor efective la baza radierului.

Valorile acestor coeficienti sunt prezentate mai jos

Un aspect important al principiilor de calcul seismic al structurilor este faptul că, înfuncŃie de conformarea schemei statice de preluare a încărcărilor seismice, se potaccepta incursiuni în domeniul plastic al structurii. Acest lucru se traduce prinfaptul că anumite zone ale construcŃiilor se vor proiecta în domeniul inelastic şi nuelastic. Aceste zone sunt elementele cheie de disipare a energiei seismice în






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 12 / 122

structură şi vor fi conformate special în acest sens prin condiŃii de conformareindicate de codul de proiectare P100-1/2006.

Tipul de calcul, în sine, este un calcul static linear, adică calcul bazat doar pecomportamentul elastic al materialelor. Pentru a realiza totuşi o structură cu uncomportament inelastic implică utilizarea, pentru anumite zone (disipative), a unor forŃe seismice diminuate funcŃie de ductilitate. Diminuarea forŃelor seismice s-aface prin factorul de comportare q. (vezi şi formula forŃei seismice). Utilizând forŃeseismice de calcul reduse (prin factorul q) ne asigurăm că aceste zone se vor plastifica. Apoi utilizând metoda ierarhizării eforturilor în structură ne asigurăm cătoate celelalte zonele şi elemente adicente zonelor plastice satisfac uncomportament elastic.

Mai mult se va avea în vedere ca toate mecanismele de cedare să fie ductile,interzicându-se mecanismele de cedare fragile, casante, bruşte.

În cazul structurilor metalice se vor accepta zone disipative cu condiŃia casecŃiunile de calcul să fie clasă 1 sau 2. În caz contrar se va utiliza calcul de tipLow Ductility în domeniul elastic.

Factorul minim de comportare “q” a fost considerat la valoarea de 1,5 şi a fostutilizat în cazul structurilor calculate în domeniul elastic. Pentru restul structurilor factorul “q” s-a extras din P100-1/2006 funcŃie de materiale şi configuraŃia schemeistatice.

Mai departe se vor indica pentru fiecare structură în parte schemele statice depreluare a încărcărilor seismice şi poziŃia zonelor plastice de disipare seismică.

Clădirea Gamma este de tip hală înaltă, cu înălŃimea medie de 23m.

Pe direcŃie transversală structura prezintă un element de o mare importanŃă

seismică. Este vorba de grinda curbată a acoperişului care pleacă de la nivelulacoperişului şi se opreşte la nivelul solului. Practic acestă grindă leagă aproximativ în diagonală nivelul acoperişului de nivelul pământului, de unde şi titulatura decadru contravântuit.

Avantajele acestui sistem sunt lesne de înŃeles. Practic structura transversală estesprijinită lateral direct la nivelul solului. Asta însemnă rigiditate mare laterală şi






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 13 / 122

odată cu asta deplasări laterale mici (cu aport direct în protejarea elementelor defaŃadă). Mai mult, cadrul este transformat într-un cadru cu noduri fixe, efectele deordinul II fiind mult diminuate.

Pe direcŃie longitudinală sitemul de preluare încărcări laterale este de cadrucontravântuit centric prin realizarea unor portale.

Având în vedere faptul că suprastructura are un singur nivel (însă foarte înalt), iar sistemele de preluare încărcări laterale sunt rigide, in calcule s-a lucrat îndomeniul elastic pentru direcŃia transversală, q=1.5 (secŃiuni clasă 3) şi în

domeniul plastic pentru direcŃia longitudinală, q=3 (elemente disipative secŃiuniclasa 1)

Pe direcŃia longitudinală mecanismul de plastificare este bazat pe plastificarea din întindere a diagonalelor sitemului contravântuit.

Clădirea Laser este o structură în cadre, parter, cu stâlpi de beton armat şiacoperiş metalic uşor pe structură din ferme cu zăblele ce satisfac deschiderilibere de 40m

ÎnălŃimea medie este 8.5m. Schema statică de preluare încărcări laterale, în acestcaz, este reprezentată de stâlpii de beton încastraŃi în fundaŃii şi liberi la parteasuperioară. Practic stâlpii sunt în consolă.

Pentru această structură s-au conformat zone de disipare seismică şi anume labaza tuturor stâlpilor de beton. Factorul de comportare considerat in calcul cladiriiLaser are valoarea q = 3.

Mecanismul de plastificare este unul de moment încovoietor. Pentru a se asiguraacest mecanism, secŃiunile de la baza stâlpilor au fost asigurate la forŃe tăietoarede calcul ierarhizate. Practic, mecanismul de cedare a fost asigurat împotriva

cedării din forŃă tăietoare, lăsând loc mecanismului de plastificare din moment încovoietor. Mai mult forŃa axială adimensionalizată a fost limitată la 0,4. ÎnsituaŃiile în care această valoare limită a fost depăşită s-au luat măsurisuplimentare de confinare.

Clădirea Laboratoare se invecinează la vest cu cladirea Laser iar în sud cuclădirea Gamma. Este o structură în cadre cu stâlpi din beton şi acoperiş pe






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 14 / 122

structură metalică, grinzi cu inimă plină şi planşeu de beton pe tablă cutată cusuprabetonare.

Cladirea are un singur nivel, înălŃime medie 5,60m, cu 3 deschideri si 8 travei.

Schema statică de preluare încărcări laterale, în acest caz la fel ca la clădireaLaser, este reprezentată de stâlpii de beton încastraŃi în fundaŃii şi liberi la parteasuperioară. Stâlpii sunt în consolă.

Pentru această structură s-au conformat zone de disipare seismică şi anume la

baza tuturor stâlpilor de beton. Factorul de comportare considerat in calcul cladiriiLaboratoare are valoarea q = 3.

Mecanismul de plastificare este unul de moment încovoietor. Pentru a se asiguraacest mecanism, secŃiunile de la baza stâlpilor au fost asigurate la forŃe tăietoarede calcul ierarhizate. Practic, mecanismul de cedare a fost asigurat împotrivacedării din forŃă tăietoare, lăsând loc mecanismului de plastificare din moment încovoietor. Mai mult forŃa axială adimensionalizată a fost limitată la 0,4. ÎnsituaŃiile în care această valoare limită a fost depăşită s-au luat măsurisuplimentare de confinare.

Trebuie menŃionat faptul că zonele principale de exploatare aferente clădirilor Gamma şi Laser, dotate cu aparatură extrem de scumpă, sunt aşezate pe unradier amortizat.

CerinŃele date prin temă privind amortizarea vibraŃiilor pe acest radier se referă lavibraŃii pe direcŃie vericală. Amortizorii amplasaŃi sub acest radier pentru a realizaamortizarea vibraŃiilor pe direcŃie verticală mai au un rol extrem de important dinpunct de vedere seismic şi anume amortizează inclusiv mişcările orizontale care ar putea proveni în cazul unui eveniment seismic. Cu alte cuvinte acest radier esteinclusiv semi-izolat seismic, deplasările laterale ale acestuia, în caz de cutremur,fiind sub 5cm iar mişcarea lui fiind lină, vârfurile de acceleraŃie a terenului fiindpreluate de sistemul de amortizare.

Partea de calcul aferentă sistemului de amortizare şi suporŃilor de beton necesaria fost realizată utilizând calcule dinamice nelineare, legile de comportare fiindconsiderate prin colaborare cu o firmă germană, ce prezintă potenŃial pentrucalculul şi executarea unei astfel de lucrări.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 15 / 122

Structura clădirii de birouri este conformată în cadre din beton armat şi areregimul de înălŃime de S+P+5E

Pentru această schemă statică de preluare încărcări laterale seismice s-au uitlizatzone conformate special pentru disipare energie seismică. Aceste zone se află lacapetele tuturor grinzilor de cadru, la partea inferioară a stâlpilor de la primul nivel(parter) şi la partea superioară a stâlpilor de la ultimul nivel.

ForŃa axială adimensionalizată a fost limitată la 0,4. În situaŃiile în care aceastăvaloare limită a fost depăşită s-au luat măsuri suplimentare de confinare.

Factorul de comportare considerat în calcul clădirii are valoarea q = 6,75.

Structura clădirii casa de oaspeŃi este conformată în cadre din beton armat şi areregimul de înalŃime de P+2E

Pentru această schemă statică de preluare încărcări laterale seismice s-au uitlizatzone conformate special pentru disipare energie seismică. Aceste zone se află lacapetele tuturor grinzilor de cadru, la partea inferioară a stâlpilor de la primul nivel(parter) şi la partea superioară a stâlpilor de la ultimul nivel.

ForŃa axială adimensionalizată a fost limitată la 0,4. În situaŃiile în care aceastăvaloare limită a fost depăşită s-au luat măsuri suplimentare de confinare.

Factorul de comportare considerat in calcul clădirii are valoarea q = 6,75.

Structura cladirii cantină are regim de înălŃime parter.

Structura conformată cu stâlpi de beton armat de 50x50cm, grinda perietrală debeton armat şi planşeu dală de 22cm grosime.

Pentru această schemă statică de preluare încărcări laterale seismice s-au uitlizatzone conformate special pentru disipare energie seismică. Aceste zone se află lacapetele tuturor stâlpilor.

ForŃa axială adimensionalizată a fost limitată la 0,4.

Factorul de comportare considerat in calcul clădirii are valoarea q = 2,5






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 16 / 122

4.1 MATERIALE UTILIZATE SI INCĂRCĂRI

4.1.1 CLADIREA GAMMA

Fiind o structură din oŃel modulul de elasticitate al oŃelului s-a considerat 2,1x105 N/mm2

S-au considerat pentru elementele structurale verticale elemente de tip linie(stâlp). Astfel, elementele verticale cu raportul laturilor L/l<4 au fost considerateliniare. Planşeele au fost discretizate ca elemente de tip shell pentru analizaglobală şi de tip membrană cu descărcare pe o direcŃie pentru analiza de element.

Structura principală s-a considerat încastrată la nivelul fundaŃiilor. Structurasecundară aferentă supantei alăturate s-a considerat articulată în fundaŃie, ipotezade lucru fiind că aceasta este o structură purtată de structura principală.

Pentru planşeul exterior intermediar s-a utilizat beton C20/25. Grinzile secundareale acestui planşeu s-au calculat ca fiind în sistem conpozit cu planşeul de beton.

Contravântuirile centrice ale acoperişului s-au considerat articulate.

Contravânturile verticale s-au considerat articulate

Panele de acoperiş s-au considerat legate rigid de grinda de arc.

S-a concluzionat că nu dimensionează vântul ci seismul.

Încărcarile permanete şi cvasi-permanente considerate în calcul sunt înconformitate cu prevederile STAS 10101/1-78 „GreutăŃi tehnice şi încărcăripermanente”, respectiv STAS 10101/2A1-87 „Încărcări tehologice din exploatarepentru constructii civile, industriale şi agricole” şi SR EN 1991-1-1-2004/NA-2006






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 17 / 122

Tip incarcare Cod DescriereUnde seaplica

Valoare Unitate de masura

Greutatepermanenta

Determinataautomat deprogram

Inchidereacoperis

La nivelulpanelor deacoperis

0.20 kN/ m2

HidroizolatieLa nivelulpanelor deacoperis;

0.20 kN/ m2

TermoizolatieLa nivelulpanelor deacoperis;

0.08 kN/ m2

InstalatiiLa nivelulpanelor

0.5 kN/ m2

EchipamentePerimetralpe stalpi

2 kN/ ml

Panouri betonarmat deinchidere

La nivelulgrinzilor perimetralede inchidere

2.06 kN/ m2

Zonă închideresticlă

La nivelulgrinzilor perimetralede inchideresuperioare

1,3 kN/ m2

Zapada Uniform distribuita

La nivelul

panelor deacoperis 1.6 kN/ m

2

Zapada Uniform distribuitaPlanşeusupantă

3 kN/ m2

Vată mineralărigidă

Planşeusupantă

0.2 kN/ m2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 18 / 122

Membrane +şapă protecŃie

Planşeusupantă

2 kN/ m2

AticMargineplanşeusupantă

7,5 kN/ ml

FaŃadă sticlă Închiderezonasupantă

1,3 kN/ m2

FaŃadăprefabricate

Închidere

zonasupantă

1,6 kN/ m2

Tavan fals+instalaŃii

Planşeusupantă

1 kN/ m2

Materialele utilizate şi rezistenŃele de calcul sunt următoarele:

Tip materialFolosit laelementul de

rezistenta

Parametrii Comentarii

Beton C8/10 egalizare

Beton SR EN 206-1 C35/45 XC2-XA2, Cl 0.2, Dmax16, S4, CEMII AS 42.5

Radier baretat

Rc = 23.33 N/mm2

Rt=1.47 N/mm2

Eb= 34000N/mm2

mbc=mbt=1

Beton SR EN 206-1 C35/45 XC2, Cl0.2, Dmax16, S4,CEM II AS 42.5

Radier amortizat

Rc = 23.33 N/mm2

Rt=1.47 N/mm2

Eb= 34000N/mm2

mbc=mbt=1

Beton SR EN 206-1 C20/25 XC4, Cl0.2, Dmax16, S3,

Placă supantăRc = 15 N/mm2

Rt=1.1 N/mm2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 19 / 122

CEM II A-S 32,5NEb= 30000N/mm2

mbc=mbt=1

Otel S355JR Grinzi rulare, pane fy =355N/mm2

Otel S355JRStalpi interiori,contrav. verticale

fy =355N/mm2

OtelS355J2G3/G4+Z35

Stalpi exteriori, arcemetalice de acop

fy =355N/mm2

Otel S235JRTiranti, elementeinchidere, contrav.acoperiş

fy =235N/mm2

Otel PC52 Armatura fy =300N/mm2

Otel BST500 Armatura fy =345N/mm2

Otel OB37 Armatura fy =210N/mm2

4.1.2 CLADIREA LASERPentru beton s-au utilizat caracteristicille fizico-mecanice ale betonului, echivalent,C32/40. Adică s-a utilizat un modul de elasticitate de 36000 N/mm2 (care sereduce la jumătate pentru determinarea distribuŃiei de eforturi şi a deformaŃiilor laterale ale clădirii)

Pentru armătură s-au utilizat următoarele tipuri de oŃel:

PC52 şi BST 500 (doar în fundaŃii)

Modulul de elasticitate al oŃelului s-a considerat 2,1x105

N/mm2

S-au considerat pentru elementele structurale verticale elemente de tip linie(stâlp). Astfel, elementele verticale cu raportul laturilor L/l<4 au fost considerateliniare. Planşeele au fost discretizate ca elemente de tip shell pentru analizaglobală şi de tip membrană cu descărcare pe o direcŃie pentru analiza de element.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 20 / 122

Pentru planşeul intermediar, grinzile secundare au fost calculate în sistemcompozit.

Panele de acoperiş s-au considerat arlticulate la capete la fel ca si contravântuirilecentrice ale acoperişului.

Structura s-a considerat încastrată la nivelul fundaŃiilor.

Încărcarile permanete şi cvasi-permanente considerate în calcul sunt înconformitate cu prevederile STAS 10101/1-78 „GreutăŃi tehnice şi încărcări

permanente”, respectiv STAS 10101/2A1-87 „Încărcări tehologice din exploatarepentru constructii civile, industriale şi agricole” şi SR EN 1991-1-1-2004/NA-2006

Tipincarcare

Cod Descriere Unde se aplica ValoareUnitate de

masura

Greutate

proprie

Determinata automat

de program

TablaLa nivelul panelor deacoperis

0.15 kN/ m2

HidroizolatieLa nivelul panelor deacoperis; la nivelul placiide beton (cota +6.00)

0.21 kN/ m2

TermoizolatieLa nivelul panelor deacoperis; la nivelul placiide beton (cota +6.00)

0.08 kN/ m2

Beton depanta La nivelul placii de beton(cota +6.00) 1.44 kN/ m2

Instalatii

La nivelul placii de beton(cota +6.00); la nivelultalpii inferioare a fermelor metalice

0.2 kN/ m2

Tavan fals La nivelul placii de beton(cota +6.00); la nivelul

0.3 kN/ m2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 21 / 122

talpii inferioare a fermelor metalice

EchipamenteLa nivelul placii de beton(cota +6.00)

0.7 kN/ m2

Incarcareutila

La nivelul placii de beton(cota +6.00)

1 kN/ m2

Panouribeton armatde inchidere

La nivelul grinzilor perimetrale de inchidere

2.06 kN/ m2

Zapada Uniform distribuitaLa nivelul panelor deacoperis

1.6 kN/ m2

Zapada dinaglomerare

4 distributii deaglomerari dinzapada

La nivelul panelor deacoperis

kN/ m2


Tip materialFolosit la elementulde rezistenta


Beton SR EN206-1 C32/40 XC4, Cl 0.2, Dmax16, S3,CEM II A-S42,5N

Stalpi

Rc = 22.5 N/mm2

Rt=1.45 N/mm2

Eb=36000 N/mm2

mbc=mbt=0.85

Beton SR EN206-1 C20/25 XC4, Cl 0.2, Dmax16, S3,

CEM II A-S32,5N

Placi

Rc = 15 N/mm2

Rt=1.1 N/mm2

Eb= 30000N/mm2

mbc=mbt=1

Otel S355JO Talpi ferme R=355N/mm2

Otel S355JOHMontanti sidiagonale sicontravantuiri

R=355N/mm2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 22 / 122

Otel S355JO Pane R=355N/mm2

Otel S235JO Tiranti R=235N/mm2

Otel S235JO Elemente de faŃadă R=235N/mm2

4.1.3 CLADIREA LABORATOARE

Pentru beton s-au utilizat caracteristicille fizico-mecanice ale betonului, echivalent,C32/40. Adică s-a utilizat un modul de elasticitate de 36000 N/mm2 (care sereduce la jumătate pentru determinarea distribuŃiei de eforturi şi a deformaŃiilor laterale ale clădirii)


PC52 şi BST 500 clasă C de ductilitate

Modulul de elasticitate al oŃelului s-a considerat 2,1x105 N/mm2

S-au considerat pentru elementele structurale verticale elemente de tip linie (stâlpsi grinzi) şi shell (placa). Planşeele au fost discretizate ca elemente de tip shell. S-a încercat ca discretizarea elementelor de tip shell să fie compatibilă cudiscretizarea elementelor verticale.

Pentru planşeul de acoperiş, grinzile secundare au fost calculate în sistemcompozit.







BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 23 / 122

Tip incarcare Descriere Unde se aplica ValoareUnitate

demasura

Greutatepermanenta

Determinataautomat deprogram

Tabla La nivelul panelor de acoperis 0.086 kN/ m2

HidroizolatieLa nivelul panelor de acoperis; lanivelul placii de beton

0.21 kN/ m2

TermoizolatieLa nivelul panelor de acoperis; lanivelul placii de beton

0.08 kN/ m2

Beton placa de beton 3 kN/ m2

Beton de panta La nivelul placii de beton 1.44 kN/ m2

Instalatii La nivelul placii de beton; 0.2 kN/ m2

Tavan fals La nivelul placii de beton; 0.3 kN/ m2

Echipamente La nivelul placii de beton 0.7 kN/ m2

Panouri beton armatde inchidere

La nivelul grinzilor perimetrale deinchidere

2.06 kN/ m2

ZapadaUniformdistribuita

La nivelul panelor de acoperis 1.6 kN/ m2

Zapada dinaglomerare

3 distributii deaglomeraridin zapada

La nivelul panelor de acoperis kN/ m2




Beton SR EN206-1 C32/40 XC4, Cl 0.2,

Stalpi Rc = 22.5 N/mm2

Rt=1.45 N/mm2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 24 / 122

Dmax16, S3,CEM II AS 42.5

Eb=36000 N/mm2

mbc=mbt=0.85

Beton SR EN206-1 C20/25 XC4, Cl 0.2, Dmax16, S3,CEM II AS 32.5

Placi

Rc = 15 N/mm2

Rt=1.1 N/mm2

Eb= 30000N/mm2

mbc=mbt=1

Otel S355JR Profile inima plina R=355N/mm2

Otel S355JR Pane R=355N/mm2

Otel S235JR Tiranti R=235N/mm2

Otel PC52 Armatura R=300N/mm2

4.1.4 CLADIREA BIROURIPentru beton s-au utilizat caracteristicille fizico-mecanice ale betonului, echivalent,C25/30. Adică s-a utilizat un modul de elasticitate de 31000 N/mm2 (care sereduce la jumătate pentru determinarea distribuŃiei de eforturi şi a deformaŃiilor laterale ale clădirii)


PC52 si OB37

Modulul de elasticitate al oŃelului s-a considerat 2,1x105

N/mm2

S-au considerat pentru elementele structurale verticale elemente de tip linie (stâlp)şi shell (perete), funcŃie de dimensiunile în plan ale elementului. Astfel, elementeleverticale cu raportul laturilor L/l<4 au fost considerate liniare, iar cele cu L/l>4 aufost considerate pereŃi. Planşeele au fost discretizate ca elemente de tip shell. S-a încercat ca discretizarea elementelor de tip shell să fie compatibilă cudiscretizarea elementelor verticale.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 25 / 122

Structura s-a considerat in primă fază încastrată la nivelul fundaŃiilor, apoi dupăpredimensionare, s-au introdus resoarte cu diferite rigidităŃi pentru a modelainteracŃiunea cu solul.


Greutatea proprie este considerată automat în programul de calcul.

Tip incarcare Cod Descriere Unde se aplica ValoareUnitate demasura

Utila Nivel curent 2.5 kN/m2

Utila Scari si coridoare 3 kN/m2

Utila Terasa 2 kN/m2

Finisaj Grupuri sanitare si receptie 2 kN/m2

Finisaj Zona camere si holuri 1 kN/m2

Finisaj Zona terasa 3 kN/m2

Pereti decompartimentare

Zidarie de compartimentareParter

1 kN/m2


Zidarie de compartimentareEtaj 1

2 kN/m2


Zidarie de compartimentareEtaj 2-5

0,5 kN/m2

Pereti deinchidere(panouriprefabricate defatada)

prefabricate+zidarie

prefabricate+zidarie+fereste

fatada cortina

4,1

5,3

1,3

kN/m2

kN/m2

kN/m2

Instalatii + tavanfals

0.5 kN/m2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 26 / 122

Atic beton0.15x0.9x25

5.55 kN/ml




Beton SR EN 206-1 C25/30 XC1,Cl0.2, Dmax16,S3, CEM II A-S32,5N

Stalpi, pereŃi , plăci,grinzi (P–Et5)- interior

Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2

Eb=31000 N/mm2

mbc=mbt=0.85- stâlpi

mbc=mbt=1- plăci şi grinzi

Beton SR EN 206-1 C25/30,XC4+XF1, Cl0.2,Dmax16, S3, CEMII A-S 32,5N

Stalpi, pereŃi (P–Et2)-exterior

Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2

Eb=31000 N/mm2



Beton SR EN 206-1 C16/20 XC2,Cl0.2, Dmax16,

S3, CEM II A-S32,5N

Canal subsol şi

elemente subsol

Rc = 12,5 N/mm2

Rt=0.95 N/mm2

Eb=29000 N/mm2



Beton SR EN 206-1C25/30XC4+XF3, Cl0.2,Dmax16, S3, CEM

Placa de cota 0Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 27 / 122

II A-S 32,5NEb=31000 N/mm2



Otel beton

BST500 clasa C

PC52

OB37

fy=435 N/mm2

fy=300 N/mm2

fy=210 N/mm2

4.1.5 CLADIREA CASA DE OASPEłI

Pentru beton s-au utilizat caracteristicille fizico-mecanice ale betonului, echivalent,C25/30. Adică s-a utilizat un modul de elasticitate de 31000 N/mm2 (care sereduce la jumătate pentru determinarea distribuŃiei de eforturi şi a deformaŃiilor laterale ale clădirii)


PC52 şi OB37



Structura s-a considerat in primă fază încastrată la nivelul fundaŃiilor, apoi dupăpredimensionare, s-au introdus resoarte cu diferite rigidităŃi pentru a modelainteracŃiunea cu solul.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 28 / 122



Tip incarcare Cod Descriere Unde se aplica Valoare Unitate de masura

Utila camere 1.5 kN/m2

Utila Scari si coridoare 3 kN/m2


FinisajGrupuri sanitare sireceptie

2 kN/m2

Finisaj Zona camere si holuri 1 kN/m2



Parter

Etaj 11.35 kN/m2

Pereti deinchidere(panouriprefabricate defatada + peretecortina sticla +zidarie)

Parter

Etaj 1

12.00

12.00 kN/ml

Pereti deinchidere(panouriprefabricate defatada + zidarie)

Parter

Etaj 1

17.25

17.25 kN/ml


Parter

Etaj 10.5 kN/m2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 29 / 122

Etaj 2

Atic Etaj 2 4.55 kN/ml

Incarcareuniformdistribuita dinzidarie pe grinzi

Parter

Etaj 16.5 kN/ml


Tip materialFolosit laelementul derezistenta


Beton SR EN 206-1 C25/30 XC1,Cl0.2, Dmax16, S3,CEM II A-S 32,5N

Stalpi, pereŃi ,plăci, grinzi (P –Et2)- interior

Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2

Eb=31000 N/mm2



Beton SR EN 206-1 C25/30XC4+XF1, Cl0.2,Dmax16, S3, CEMII A-S 32,5N

Stalpi, pereŃi (P–Et2)- exterior

Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2

Eb=31000 N/mm2




Canal subsol

Rc = 12,5 N/mm2

Rt=0.95 N/mm2

Eb=29000 N/mm2








BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 30 / 122

Otel beton

PC52

OB37

fy=300 N/mm2

fy=210 N/mm2

4.1.6 CLADIREA CANTINĂ

Pentru beton s-au utilizat caracteristicille fizico-mecanice ale betonului, echivalent,

C25/30. Adică s-a utilizat un modul de elasticitate de 31000 N/mm2 (care sereduce la jumătate pentru determinarea distribuŃiei de eforturi şi a deformaŃiilor laterale ale clădirii)


PC52 şi OB37










BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 31 / 122

Tip incarcare Cod Descriere Unde se aplica Valoare Unitate de masura




Parter 0.5 kN/m2

Atic Parter 1.9 kN/ml


Tip materialFolosit laelementul derezistenta


Beton SR EN 206-

1 C25/30 XC1,Cl0.2, Dmax16, S3,CEM II A-S 32,5N

Stalpi, pereŃi ,plăci, grinzi (P)-interior

Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2

Eb=31000 N/mm2



Beton SR EN 206-1 C25/30XC4+XF1, Cl0.2,Dmax16, S3, CEMII A-S 32,5N

Stalpi, pereŃi (P)-exterior

Rc = 18 N/mm2

Rt=1.25 N/mm2

Eb=31000 N/mm2




Canal subsol şielemente subsol

Rc = 12,5 N/mm2

Rt=0.95 N/mm2

Eb=29000 N/mm2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 32 / 122



Otel beton

PC52

OB37

fy=300 N/mm2

fy=210 N/mm2

4.2 INCARCARI CLIMATICE

Conform Figurii A.2 din Indicativului NP-082-04, “Cod de proiectare. Bazeleproiectării şi actiuni asupra construcŃiilor. AcŃiunea vântului” amplasamentul secaracterizează prin următorii parametrii:

-presiunea de referinŃă a vântului, mediata pe 10 min., la 10m, având 50aniinterval mediu de recurenŃă (2% probabilitate anuală de depăşire), qref = 0.50kPa;

-valoarea caracteristică a vitezei vântului 35 m/s

Conform Indicativului CR 1-1-3-2005, ”Cod de proiectare. Evaluarea zăpeziiasupra construcŃiilor”, valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe sol avândIMR=50ani, s0,k= 2 kN/m2.

S-a Ńinut cont de situaŃii speciale de aglomerare cu zăpadă conform capitolului 3 alCR 1-1-3-2005 citit împreună cu Ordidul nr.345/2008 apărut în M.Of.nr.231/26,03,2008

4.3 STABILIREA ÎNCĂRCĂRILOR SEISMICE ŞI NIVELE DE PREFORMANłĂ

Stabilirea încărcărilor seismice are ca punct, cheie, de plecare obiectivul deperformanŃă selectat.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 33 / 122

Nivelurile de performanŃă ale clădirii descriu performanŃa seismică aşteptată prindescrierea degradărilor, a pierderilor economice şi a întreruperii funcŃiunii.

Anexa A a P100-3/2008 recomandă considerarea a trei niveluri de performanŃă aleclădirii şi anume:

1. Nivelul de performanŃă de limitare a degradărilor, asociat stării limită de serviciu(SLS)

2. Nivelul de performanŃă de siguranŃă a vieŃii, asociat stării limită ultime (ULS)3. Nivelul de performanŃă de prevenire a prăbuşirii, asociat stării limită de pre-

colaps (SLPP)

Obiectivul de performanŃă se obŃine din asocierea nivelului de performanŃă alclădirii (exprimat prin exigenŃele stărilor limită considerate) cu nivelul de hazardseismic exprimat prin intervalul mediu de recurenŃă.

Astfel P100-1/2006 indică următoarele asocieri:

pentru SLS IMR30 ani

pentru ULS IMR100 ani

pentru SLPP IMR475 ani

Datele de ieşire ale calculului sunt în termeni de eforturi, rotiri, deformaŃii, etc.Aceste date de ieşire se asociază nivelelor de performanŃă, date mai sus, astfel:

pentru SLS se vor verifica deplasările laterale ale construcŃiei faŃă de deplasărilaterale admisibile;

pentru ULS se vor face atât verificări de rezistenŃă şi stabilitate cât şi verificăriale deplasării laterale faŃă de deplasări laterale admisibile utilizând anexa E aP100-1/2006

pentru SLPP se vor face verificări ale deplasării laterale faŃă de deplasărilaterale admisibile utilizând capitolele 6 la 8 ale P100-3/2008 cu specificaŃia căvaloarea factorului de comportare q , utilizat pentru ULS, se sporeşte (pentru

SLPP) cu 30% (conform P100-3/2008 anexa A.5). Acest lucru se poate verificaşi altfel prin compararea driftului, pentru ULS, cu 2% şi nu cu 2,5%

Mişcarea seismică a unui sistem cu 1GLD într-un punct pe suprafaŃa terenuluieste descrisă prin spectrul de răspuns elastic pentru acceleraŃii.

Trecerea de la comportamentul sistemelor cu 1GLD la cele cu nGLD aşa cum suntconstrucŃiile se face utilizând factorul λλλλ definit în capitolul 4 al P100-1/2006






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 34 / 122

AcŃiunea seismică orizontală asupra construcŃiilor este descrisă prin douăcomponente ortogonale considerate independente între ele şi reprezentate prinacelaşi spectru de răspuns.

Spectrele normalizate de răspuns elastic pentru acceleraŃii se obŃin din spectrelede răspuns pentru acceleraŃii prin împărŃirea cu valoarea ag.

Evaluarea acceleraŃiei terenului pentru diferite intervale de recurenŃă (IMR) se faceprin raportare faŃă de IMR 100ani. Astfel pentru IMR 100 ani capitolul 3 al P100-1/2006 indică o acceleraŃie de calcul de 0,24g iar pentru IMR 30 ani reducerea

este de aproximativ 50% faŃă de cea asociată IMR 100 ani, adică cca 0,12g.

CondiŃiile locale de teren sunt descrise prin valorile perioadei de control (colŃ) aspectrului de răspuns pentru zona amplasamentului considerat, TC. Mărimea TC descrie sintetic compoziŃia de frecvenŃe (spectrală) a mişcărilor seismice, în funcŃiede condiŃiile locale de teren.

Carateristicile spectrului elastic compatibil cu seismicitatea oraşului Bucureşti sunturmătoarele (codul P100-1/2006 fig. 3.3 şi tab. 3.1):

construcŃia se găseşte în zona seismică caracterizată de acceleraŃia terenuluipentru proiectare ag = 0.24g pentru cutremure pentru intervalul mediu derecurenŃă (IMR) de 100 ani

perioadele de control sunt TB=0.16 s, TC=1.60 s şi TD=2.0 s

factorul de amplificare maximă a acceleraŃiei de β = β0 = 2.75 pentru T ≤ TCpentru ξ=0.05

pentru alte valori ale amortizării elastice ξ se utilizează anexa A a P100-1/2006

Făcând o centralizare a ipotezelor de bază în calculul seismic al structurilor aferente investiŃiei, considerând amplificarea dinamică egală cu 2,75 a rezultaturmătorul tabel:

ConstrucŃie γ1 qtrans qlong ε η λcoeficient seismic

ctrans coeficient seismic

clong Gamma 1.2 1.5 3 0.03 1.12 1 0.59 0.30Laser 1.2 3 3 0.05 1 1 0.26 0.26Laboratoare 1.2 3 3 0.05 1 1 0.26 0.26Birouri 1 6.75 6.75 0.05 1 0.85 0.08 0.08OaspeŃi 1 6.75 6.75 0.05 1 0.85 0.08 0.08Cantină 1 2.5 2.5 0.05 1 1 0.26 0.26






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 35 / 122

Perioada de control (colŃ), TC pentru proiectare

Spectru normalizat de răspuns elastic pentru componentele orizontale aleacceleraŃiei






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 36 / 122

Zona spectrală aflată între perioadele TB şi TC este caracterizată de un nivelconstant de răspuns în termeni de acceleraŃie. Zona spectrală aflată între TC şi TDeste caracterizată de un nivel relativ constant de răspuns în termeni de viteză.Zona spectrală aflată după perioada TD este caracterizată de un nivel relativconstant de răspuns în termeni de depasări.

In funcŃie de SR 11100 / 1- 1993 “Zonarea seismică a României”, amplasamentulpe care se găseşte construcŃia se află în zona seismică 81

Activitatea seismică de pe teritoriul Ńării noastre este dominată de cutremure deadâncime intermediară (subcrustrale cu adâncimi între 60-170 km) din zonaVrancea.

Intervalele de timp la care se produc cutremurele, modul de manifestare alacestora, ca şi efectele lor asupra construcŃiilor, au un caracter imprevizibil,pronunŃat aleatoriu. Din această cauză, eficienŃa măsurilor de protecŃieseismică prezintă un grad de incertitudine şi poate fi judecată numai în modstatistic. Se are în vedere modul în care un eveniment seismic se încadrează

în şirul de evenimente aşteptate pe anumite intervale de timp, inclusiv dinpunctul de vedere al intensităŃii, precum şi proporŃia construcŃiilor, afectate în diferite grade de avariere şi impactul care decurge, din punct de vederesocial şi economic.

ForŃa seismică de proiectare la baza structurii pentru fiecare direcŃie orizontalăprincipală considerată în calculul structurii se determină cu relaŃia:

( ) ( ) Gc g

GT S mT S F d I d I ⋅=⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= λ γ λ γ

unde:

m - masa construcŃiei

G - greutatea construcŃiei: greutatea proprie caracteristică plus o fracŃiune din încărcarea caracteristică datorată exploatării

g - acceleraŃia gravitaŃională

c - coeficientul seismic global definit cu relaŃia:






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 37 / 122

( ) g

T S c d

I ⋅⋅= λ γ

în care:

γ1 - este factorul de importanŃă-expunere al construcŃiei

λ - este factorul de corecŃie ce Ńine seama de influenŃa primului mod de vibraŃie

T - perioada construcŃiei pe diferite moduri de vibraŃie

Sd(T) - ordonata spectrului de răspuns inelastic pentru acceleraŃie

corespunzătoare perioadei T :

0 < T ≤ T B

⋅

−+= T

T

qaT S

B

gd

1) /(1)( 0 β

T > T Bq

T aT S gd

)()(

β =

q - este factorul de comportare al structurii (factorul de modificare a răspunsuluielastic în răspuns inelastic), cu valori în funcŃie de tipul structurii şi capacitateaacesteia de disipare a energiei.

4.4 GRUPĂRI DE ACłIUNIGrupările de acŃiuni se vor face conform codului de proiectare CR0-2005

Pentru verificări la starea limită de serviciu (SLS):

kk

n

1 j j,k

k

n

1 j j,k

U7.0VG

UG

⋅++

+

∑

∑

=

=

kEkI

n

1 j j,k U40.0AG ⋅+⋅γ+∑

=

Aek – este valoarea caracteristică a acŃiunii seismice ce corespundeintervalului mediu de recurenŃă, IMR adoptat de cod (IMR = 100 ani conformp100-1/2006).






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 38 / 122

Se face menŃiunea că în verificări (de deplasare laterală) pentru a se ajungela deplasarea efectivă estimată pentru IMR40 ani, în formula de calcul esteimplicat un coeficient υυυυ care are valoarea 0,4

Pentru verificări la starea limită ultimă (ULS):

kk

n

1 j

j,k

k

n

1 j j,k

U05.1V5.1G35.1

U5.1G35.1

⋅+⋅+

⋅+

∑

∑

=

=

kEkI

n

1 j j,k U40.0AG ⋅+⋅γ+∑

=

Gk,i – efectul pe structură al acŃiunii permanente i , luată cu valoarea sacaracteristică;

Uk – efectul pe structură al acŃiunii utile, luată cu valoarea sa caracteristică

Vk – efectul pe structură al acŃiunii vântului, luată cu valoarea sa caracteristică

Aek – este valoarea caracteristică a acŃiunii seismice ce corespunde intervalului

mediu de recurenŃă, IMR adoptat de cod (IMR = 100 ani conform p100-1/2006).Pentru verificări la starea limită de prevenire a prăbuşirii

kEkI

n

1 j j,k U40.0AG ⋅+⋅γ+∑

=

Aek – este valoarea caracteristică a acŃiunii seismice ce corespunde intervaluluimediu de recurenŃă, IMR adoptat de cod (IMR = 100 ani conform p100-1/2006).Unde q este sporit cu 30%.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 39 / 122

Gruparea acŃiunilor şi denumirea combinaŃiilor

G R . P R .

U T I L A

P A R D O S E A L A

F A T A D A

P E R E T I I N T

I N S T . + T A V .

S T R A T U R I

Z A P A D A

S X P

S X N

S Y P

S Y N

S P E C X

S P E C Y

SLEN 1 1 1 1 1 1 1 1 - - - - - -

SLD 1 0.4 1 1 1 1 1 1 - - - - - -

SLUGF 1.35 1.5 1.35 1.35 1.35 1.35 1.35 1.5 - - - - - -

SSX00 1 0.4 1 1 1 1 1 0.4 - - - - 1 0.3

SSY00 1 0.4 1 1 1 1 1 0.4 - - - - 0.3 1

S000 1 0.4 1 1 1 1 1 0.4 1 - - 0.3 - -

S090 1 0.4 1 1 1 1 1 0.4 - 0.3 1 - - -

S180 1 0.4 1 1 1 1 1 0.4 - 1 0.3 - - -

S270 1 0.4 1 1 1 1 1 0.4 0.3 - - 1 - -

SXPP: Seism pe direcŃia X cu excentricitate pozitivă Y semn +

SXPN: Seism pe direcŃia X cu excentricitate pozitivă Y semn -

SXNP: Seism pe direcŃia X cu excentricitate negativă Y semn +

SXNN: Seism pe direcŃia X cu excentricitate negativă Y semn - SYPP: Seism pe direcŃia Y cu excentricitate pozitivă X semn +

SYPN: Seism pe direcŃia Y cu excentricitate pozitivă X semn -

SYNP: Seism pe direcŃia Y cu excentricitate negativă X semn +

SYNN: Seism pe direcŃia Y cu excentricitate negativă X semn -

Prin excentricitate se înŃelege excentricitatea accidentală egală cu 0.05L.

S-au mai realizat şi câteva combinaŃii înfăşurătoare, astfel:

XPOZ: SXPP, SXNP

XNEG: SXPN, SXNN

YPOZ: SYPP, SYNP

YNEG: SYPN, SYNN






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 40 / 122

5 REZULTATE PENTRU STRUCTURI

5.1 CLĂDIREA GAMMA

5.1.1 Caracteristici dinamice

TABLE: Modal Participating Mass RatiosOutputCase StepType StepNum Period UX UY UZ

Text Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitlessmodal Mode 1 0,800829 5,977E-10 0,76687 3,547E-08

modal Mode 21 0,419276 0,00146 0,0023 0,05701modal Mode 22 0,418582 0,00318 0,00466 0,09176modal Mode 41 0,339217 0,00041 4,743E-07 0,12084modal Mode 43 0,325827 0,61215 0,00022 0,00765modal Mode 47 0,307995 0,00257 0,05025 0,00033

* s-au utilizat 100 de moduri si s-au pastrat doar modurile cu cel putin 5% participare demasa






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 41 / 122

Modul fundamental de vibraŃie translaŃie direcŃia Y (longitudinal) poate ficonsiderat chiar modul 1 cu perioadă de vibraŃie 0,8s şi factor de participare amasei 76%.

Modul fundamental de vibraŃie translaŃie direcŃia X (transversal) poate ficonsiderat modul 43 cu perioadă de vibraŃie 0,325s şi factor de participare a masei61%.

Un prim mod de torsiune poate fi considerat modul 41 cu participare a masei de12% .

În calcule s-a utilizat metoda bazată pe coeficient seismic.

5.1.2 ForŃe seismice pe bază de coeficient

Greutatea construcŃiei este 25034 kN

ForŃele tăietoare de bază pentru cele două direcŃii, transversal X şi longitudinal Y

sunt centralizate în tabelul de mai jos

TABLE: Auto Seismic - User Coefficient

LoadPat Dir PercentEcc EccOverride UserZ C K WeightUsed BaseShear

Text Text Unitless Yes/No Yes/No Unitless Unitless KN KN

SXN X -0.05 No No 0.59 1 25034.227 14770.194

SXP X 0.05 No No 0.59 1 25034.227 14770.194

SYP Y 0.05 No No 0.295 1 25034.227 7385.097

SYN Y -0.05 No No 0.295 1 25034.227 7385.097

CoeficienŃii seismici C sunt descrişi în capitolul 4.3. al prezentului breviar.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 42 / 122

5.1.3 Spectrul de răspuns pe proiectare

Pentru direcŃia X, q=1,5

AcceleraŃia spectrală maximă este 5,79 m/s2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 43 / 122

Pentru direcŃia Y, q=3

AcceleraŃia spectrală maximă este 2,894 m/s2

Definirea spectrelor de proiectare s-a făcut în capitolul 4.3. al prezentei note de

calcul.

5.1.4 Verificări la SLS şi ULS

Aşa cum este indicat în cadrul capitolului 4 al prezentului breviar de calculverificarea la SLS constă în compararea deplasărilor relative laterale ale structurii,pentru o încărcare seismică aferentă unui nivel de hazard IMR 30 ani, cu deplasărirelative limită.

Deplasările relative limită, pentru SLS, se vor considera 0.008h (cf. Anexa E a

P100-1/2006) iar pentru ULS se vor considera 0,02hFormulele de calcul ale deplasărilor asociate celor două stări limită sunturmătoarele:

SLS: υ q del < 0.008h

ULS: c q del < 0.02h






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 44 / 122

unde:

- υ are valoarea 0.5 pentru clasele III şi IV, respectiv valoarea 0.4 pentru clasele Işi II

- c este un coeficient de multiplicare a deplasării elastice pentru a se estimadeplasarea inelstică. Acest coeficient este egal cu 1 pentru cazul în care q esteminim (calcul în domeniul elastic). Pentru restul cazurilor formula lui c esteurmătoarea

S-au verificat deplasările la nivelul grinzii de rulare. Este aproximativ punctul undese trece de la închidere cu beton prefabricat la închidere cu sticlă. Cota acestuipunct este 14,55m faŃă de nivelul considerat de încastrare.

XPOZ , deplasare 2,57cm

SLS: 0.5x1.5x2.57= 1.93cm 1.93/1455=0.0013<0.008 verificare satisfăcută

ULS: 1x1.5x2.57= 3.86cm 3.86/1455=0.00265<0.02 verificare satisfăcută






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 45 / 122

XNEG, deplasare 1.62cm

SLS: 0.5x1.5x1.62= 1.21cm 1.21/1455=0.0008<0.008 verificare satisfăcută

ULS: 1x1.5x1.62= 2.43cm 2.43/1455=0.00167<0.02 verificare satisfăcută

YPOZ, deplasare 4.26cm

SLS: 0.5x3x4.26= 6.39cm 6.39/1455=0.0044<0.008 verificare satisfăcută

ULS: 1.75x3x1.62= 8.5cm 8.5/1455=0.0058<0.02 verificare satisfăcută






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 46 / 122

YNEG, deplasare 5.22cm

SLS: 0.5x3x5.22= 7.83cm 7.83/1455=0.0054<0.008 verificare satisfăcută

ULS: 1.75x3x5.22= 27.4cm 27.4/1455=0.0188<0.02 verificare satisfăcută

Încă o dată se poate observa rigiditatea sporită pe direcŃie transversală, dată deelementul diagonal curb.

5.1.5 ParŃi din calculul de elementePANE

Calcul panelor s-a realizat atât gravitaŃional cât şi în cazul seismic în care unelepane devin tălpi de grinzi cu zăbrele

GravitaŃional

Incărcări: gr.pr. 0.57kN/ml x 1.35 (1)

închidere acoperiş 0,3kN/mp x 1.35 (1)

straturi 0,2kN/mp x 1.35 (1)

instalaŃii 0,5kN/mp x 1,35 (1)

zăpadă 1,6kN/mp x 1,5 (1)

contravânturi 1,6kN/mp x 1,35 (1)






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 47 / 122

Valorile din paranteză sunt pentru SLS (săgeată)

LăŃimea aferentă unei pane este 2,5m , iar lungimea panei este de 8,1m.

Înclinarea maximă a panei faŃă de verticală poate ajunge la maxim 12 grade.Componenta orizontală a panei va fi preluată de tiranŃii amplasaŃi la mijloculfircărei pane. Totodată aceşti tiranŃi ajută la stabilitatea generală a panei.

Eforturi:

MULS=74.73kNm QULScoresp=54.34kN

Calculul de rezistenŃă şi stabilitate pentru situaŃia de gravitaŃional se poatevizualiza în anexa I a prezentului breviar

Săgeata maximă înregistrată este de maxim 0.5cm cu mult sub săgeata maximăadmisibilă L/200=8100/200=4.05cm






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 48 / 122

ARC INTERMEDIAR

Eforturile rezultate pentru reazemul din stânga sunt următoarele:

ULS din gr. fund M=5999.33kNm Qcoresp=971.6kN Ncoresp=702.58kN

ULS din gr. cu seism M=4285,5kNm Qcoresp=687kN Ncoresp=774,58kN

Eforturile rezultate pentru reazemul din dreapta sunt următoarele:


ULS din gr. cu seism M=1818.5kNm Qcoresp=408kN Ncoresp=356.68kN

Eforturile rezultate pentru zona de câmp sunt următoarele:


ULS din gr. cu seism M=2693kNm Qcoresp=66.18kN Ncoresp=595kN

RaŃia maximă de rezistenŃă şi stabilitate este 0,946 şi se află în apropierea stâlpului dinstânga

SecŃiunea transversală a arcului se poate vizualiza mai jos






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 49 / 122

Clasa de secŃiune:

- talpă [(46-2,5)/2]/2.5=8.7 ~ 10ε=8.1 clasa 2

- inimă [(174-2.5*3)/2]/2.5= 33.3 < 64.08 clasa 1

ψ= -1.16> -1 rezultă condiŃia 42ε(0,67+0,33ψ)= 42*0.81/(0.67-0.33*1.16)= 118.45 pentruclasa 3

α=0.455<0.5 rezultă condiŃia 41,5ε/α=41.5*0.81/0.455=73.87 pentru clasa 2

rezultă condiŃia 36ε/α=36*0.81/0.455=64.08 pentru clasa 2

În concluzie clasa de secŃiune este 2

Forma şi dimensiunile secŃiunii transversale ale arcului au fost dictate în principiu dinconsiderente arhitecturale.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 50 / 122

GRINDA SECUNDARĂ PLANŞEU SUPANTĂ

Grinda IPE 330, S235 cu legătură laterală la mijloc şi cu necesitate pop central întimpul execuŃiei

Beton C20/25 şi armare PC52

Pentru detalii suplimentare vezi Anexa I ataşată

CALCUL GRINDA DE RULARE

Vezi Anexa I ataşată

CALCUL BARETE

A fost proiectată o fundaŃie pe barete forate având dimensiunile în plan de 2.70m x1.00m.

În zona centrală a radierului infrastructurii lungimea baretelor este de 28.5m,restul fundaŃiei fiind fundată pe barete forate având lungimea de 25.0m.

Solicitarile maxime la capatul superior al baretei sunt urmatoarele:

1. Bareta curentă

A. DirecŃia laturii lungi a baretei

Nmax = 11590kN Nmin = 2877kN

Q = 5600kN

M = 221.5kNm

B. DirecŃia laturii scurte a baretei

Nmax = 11590kN Nmin = 2877kN






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 51 / 122

T = 700kN

M = 28kNm

În urma aplicării acestor solicitări pe bareta modelată ca o grinda continuă pemediu elastic (model Winkler) a rezultat un moment încovoietor maxim Mmax =17200 kNm.

CAPACITATEA PORTANTA A BARETELOR

Capacitatea portantă a baretelor având fişele de 25.10m, respectiv 28.60m(lungime măsurată de sub baza radierului) a fost determinată conform normativuluiP 106-1985, considerând baza radierului inferior la o adâncime de 4.40m faŃă cotaterenului natural şi stratigrafia evidenŃiată de Studiul geotehnic.

În Tabelul de mai jos sunt prezentate valorile capacităŃilor portante la compresiuneR (defalcate în capacitate portantă în bază - Rv şi capacitate portanta pe suprafaŃalaterală - Rl) şi smulgere ale baretelor Rsm , în funcŃie de lungimea fişei.

Fisa baretei Rv Rl R=Rv+Rl Rsm

m kN kN kN kN

25.10 8800 7400 16200 4900

28.60 8550 8150 16700 5400

Pentru aceste solicitări a rezultat necesară o arie de armătura longitudinală

Aa=323.12cm2

, această armatură distribuindu-se după cum urmează:

- 2 x 7 Ф 32 - pe fiecare din laturile scurte ale baretei;

- 10 Ф 25 - pe fiecare din laturile lungi ale baretei;

Armatura longitudinala este de tip BST 500.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 52 / 122

Betonul în baretele forate este minim clasa C25/30.

Pentru forta taietoare (T=5600kN) a rezultat o arie de armatură necesară de4.47cm2/150mm (BST500). Din considerente constructive ale baretei se vor folosiarmături tip OB37 Ф 14 avand aria de 12.31cm2/200mm ( 4 etrieri dispusi la cate200m)

2. Bareta zona prindere grinda curbă

A. DirecŃia laturii lungi a baretei

Nmax = -701kN

T = 946kN

În urma aplicarii acestor solicitari pe baretamodelata ca o grinda continua pe mediu elastic(model Winkler) a rezultat un moment incovoietor maxim Mmax = 2880 kNm.

Armatura de rezistenta necesara pe toatasectiunea a rezultat 14 Ф 20 + 24 Ф 16 si estedispusa dupa cum urmeaza:

- 7 Ф 20 - pe fiecare din laturile scurte alebaretei;

- 12 Ф 16 - pe fiecare din laturile lungi alebaretei;

Etrierii se vor dispune constructiv si anumeetrieri generali OB37 Ф 14 iar restul etrierilor Ф 12corespunzator unei arii de armatura de 9.86cm2.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 53 / 122

NOTE CALCUL SISTEM AMORTIZARE VIBRAłII

Extras al notelor de calcul realizate împreună cu o firmă germană specializată






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 54 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 55 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 56 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 57 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 58 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 59 / 122

CARACTERISTICI DINAMICE PODEA AMORTIZATĂ LASSER- GAMMA






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 60 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 61 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 62 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 63 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 64 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 65 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 66 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 67 / 122






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 68 / 122

În cadrul anexei I aprezentului breviar de caclul se pot vizualiza reacŃiunile maxime pe

capul suporŃilor de beton şi tema de încărcări pentru radierul superior amortizat.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 69 / 122

5.2 CLADIREA LASER


Model de calcul spaŃial al construcŃiei






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 70 / 122

Modul fundamental de vibraŃie T1y=0.664s –translatie pe directia Y

Modul fundamental de vibraŃie T2=0.570s – translaŃie pe directia X + torsiune






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 71 / 122

Modul de vibraŃie T3=0,438s – torsiune






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 72 / 122

În tabelul de mai jos se pot vizualiza factorii de participare modali pentru fiecare mod înparte:

Mode Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX1 0.664524 0.0005 82.104 0 0.0005 82.1044 0 93.034 0.0006 0.0001 93.0342 0.570575 74.936 0.0013 0 74.9364 82.1058 0 0.0028 81.608 14.533 93.03683 0.530913 15.678 0.0007 0 90.6144 82.1064 0 0.0035 16.777 72.506 93.04034 0.467874 0 0.0135 0 90.6144 82.12 0 0.015 0 0 93.05535 0.457615 0 0.1314 0 90.6144 82.2514 0 0.1164 0 0.0002 93.17166 0.45002 0 0.1624 0 90.6144 82.4138 0 0.1585 0 0.0003 93.33017 0.449429 0 1.9924 0 90.6144 84.4062 0 1.8251 0 0.003 95.15528 0.442765 0 0.3052 0 90.6144 84.7114 0 0.2824 0 0.0004 95.4376

9 0.406426 0 0.4358 0 90.6144 85.1472 0 0.328 0 0.0002 95.765610 0.403529 0.0039 0 0 90.6183 85.1472 0 0.0001 0.0032 0.2053 95.765811 0.38129 0.0003 0 0 90.6187 85.1472 0 0 0.0004 0.0035 95.765812 0.378404 0 0 0 90.6187 85.1472 0 0 0 0.0008 95.765813 0.377734 0 0.0003 0 90.6187 85.1475 0 0.1308 0 0 95.896614 0.376042 0 0.0108 0 90.6187 85.1584 0 0.1257 0 0 96.022315 0.374934 0 0 0 90.6187 85.1584 0 0 0 0 96.022316 0.374267 0 0 0 90.6187 85.1584 0 0 0 0.001 96.022317 0.372456 0 0.0005 0 90.6187 85.1588 0 0.0516 0 0 96.073918 0.368054 0 0.0002 0 90.6187 85.159 0 0.008 0 0 96.081819 0.366827 0 0.0128 0 90.6187 85.1718 0 0.0016 0 0 96.083420 0.300318 0.0004 0.0001 0 90.6191 85.1719 0 0 0.0004 0.0713 96.083421 0.297135 0 0.1738 0 90.6191 85.3457 0 0.0205 0 0.0001 96.103922 0.268167 0 0.0029 0 90.6191 85.3486 0 0.0054 0 0 96.109323 0.268063 0 0 0 90.6191 85.3486 0 0 0 0.002 96.109324 0.261877 0 0.0158 0 90.6191 85.3645 0 0.0082 0 0 96.117525 0.260248 0 0 0 90.6191 85.3645 0 0 0 0.0032 96.1175


Greutatea construcŃiei este G=31143 kN

F=0.264 x G

Coeficientul seismic global rezultat este c=0.264

Rezultă că forŃa tăietoare de bază este F=8221,79 kN

Datorită cuplării modurilor si a complexitatii structurii s-a recurs la analiza pe bazade spectru de raspuns.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 73 / 122

5.2.3 Spectrul de răspuns de proiectare

AcceleraŃia spectrală pe palier este 2,588 m/s2



Deplasările relative limită, pentru SLS, se vor considera 0.008h (cf. Anexa E aP100-1/2006) iar pentru ULS se vor considera 0,02h

Formulele de calcul ale deplasărilor asociate celor două stări limită sunt

următoarele:



unde:






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 74 / 122



S-au verificat deplasările la nivelul capetelor stâlpilor de beton. Cota acestui puncteste aproximativ 9,0m faŃă de nivelul considerat de încastrare.

Deplasare elastică 3,12cm în direcŃia X

SLS: 0.5x3x3,12= 4,68cm 4,68/900=0.0052<0.008 verificare satisfăcută

ULS: 1,6x3x3,12= 14,97cm 14,97/900=0.0166<0.02 verificare satisfăcută






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 75 / 122

Deplasare elastică 2,22cm în direcŃia Y

SLS: 0.5x3x2,22= 3,33cm 3,33/900=0.0037<0.008 verificare satisfăcută

ULS: 2x3x2,22= 13,32cm 13,32/900=0.0148<0.02 verificare satisfăcută

5.2.5 PărŃi din calcul de elemente

JOANTA MONTAJ TALPA INFERIOARA FERMA F3

Vezi Anexa II ataşată

CONECTARE PROFIL STRUCTURĂ TAVAN DE TALPA INFERIOARA AFERMEI







BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 76 / 122

VERIFICARE FERMA F3


CALCUL CONTRAVÂNTUIRI


EFORTURI DE CALCUL STÂLPI


Calculul este de verificare utilizând programul de calcul secŃional CSICOL 8,program pentru care firma noastră deŃine licentă de utilizare






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 77 / 122

5.3 CLADIREA LABORATOARE


Vedere 3D Laboratoare






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 78 / 122

Modul 1 de vibraŃie T1=0.588s






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 79 / 122

Modul 2 de vibraŃie direcŃia x T2x=0.584s

În tabelul de mai jos se pot vizualiza factorii de participare modali pentru fiecaremod în parte:

TABLE: Modal Participating Mass Ratios

OutputCase StepNum Period UX UY SumUX SumUY RZ SumRZMODAL 1 0.588155 0.00003914 0.94749 0.00003914 0.94749 0.10117 0.10117MODAL 2 0.584301 0.90386 0.00004549 0.9039 0.94753 0.73871 0.83988MODAL 3 0.530585 0.04356 0.000002393 0.94746 0.94753 0.10416 0.94404MODAL 4 0.368586 3.297E-18 3.15E-15 0.94746 0.94753 1.457E-16 0.94404MODAL 5 0.367463 2.819E-17 1.041E-16 0.94746 0.94753 3.816E-20 0.94404MODAL 6 0.366071 5.226E-13 1.398E-16 0.94746 0.94753 1.51E-12 0.94404

MODAL 7 0.362347 1.842E-10 2.252E-17 0.94746 0.94753 5.276E-10 0.94404MODAL 8 0.357339 8.976E-18 9.952E-16 0.94746 0.94753 6.899E-19 0.94404MODAL 9 0.354413 3.066E-11 4.404E-15 0.94746 0.94753 8.593E-11 0.94404MODAL 10 0.352209 5.949E-17 7.707E-16 0.94746 0.94753 1.125E-16 0.94404MODAL 11 0.346592 4.85E-18 1.57E-14 0.94746 0.94753 3.376E-16 0.94404MODAL 12 0.345908 2.391E-11 6.412E-15 0.94746 0.94753 6.65E-11 0.94404MODAL 13 0.341927 3.508E-16 1.964E-15 0.94746 0.94753 9.366E-17 0.94404MODAL 14 0.339073 2.563E-17 8.198E-15 0.94746 0.94753 2.869E-16 0.94404MODAL 15 0.3376 1.74E-11 2.39E-15 0.94746 0.94753 4.828E-11 0.94404






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 80 / 122

TABLE: Modal Periods And FrequenciesOutputCase StepType StepNum Period Frequency CircFreq Eigenvalue

Text Text Unitless Sec Cyc/sec rad/sec rad2/sec2MODAL Mode 1 0.588155 1.7002 10.683 114.12MODAL Mode 2 0.584301 1.7114 10.753 115.63MODAL Mode 3 0.530585 1.8847 11.842 140.23MODAL Mode 4 0.368586 2.7131 17.047 290.59MODAL Mode 5 0.367463 2.7214 17.099 292.37MODAL Mode 6 0.366071 2.7317 17.164 294.6

MODAL Mode 7 0.362347 2.7598 17.34 300.68MODAL Mode 8 0.357339 2.7985 17.583 309.17MODAL Mode 9 0.354413 2.8216 17.728 314.3MODAL Mode 10 0.352209 2.8392 17.839 318.24MODAL Mode 11 0.346592 2.8852 18.128 328.64MODAL Mode 12 0.345908 2.8909 18.164 329.94MODAL Mode 13 0.341927 2.9246 18.376 337.67MODAL Mode 14 0.339073 2.9492 18.53 343.38MODAL Mode 15 0.3376 2.9621 18.611 346.38


Greutatea construcŃiei este G=25438 kN

F=0.264 x G


Rezultă că forŃa tăietoare de bază este F=6715,7 kN






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 81 / 122


AcceleraŃia spectrală pe palier este 2,588 m/s2




Formulele de calcul ale deplasărilor asociate celor două stări limită sunturmătoarele:








BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 82 / 122

unde:



Verificări la SLSν = q =SLS IMR=30ani

0.4 3

EtajH

nivel(m)

dxe(m)

dye(m)

dxe -dx(e-1)

(cm)

dye -dy(e-1)

(cm)

drx sls(cm)

dry sls(cm)

dra sls(cm) drift x drift y

1 6 0.0227 0.023 2.27000 2.33000 2.724 2.796 4.8 0.45% 0.47%

2.724 2.796 4.8 0.45% 0.47%

Verificări la ULSc qULS IMR=100ani2 3

EtajH

nivel(m)

dxe(m)

dye(m)

dxe -dx(e-1)

(cm)

dye -dy(e-1)

(cm)

drx sls(cm)

dry sls(cm)

dra sls(cm) drift x drift y

1 6 0.0227 0.023 2.27000 2.33000 13.62 13.98 15 2.27% 2.33%

13.62 13.98 15 2.27% 2.33%






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 83 / 122


GRINDA SECUNDARĂ BAR A ACOPERIŞULUI

Vezi Anexa III ataşată

ÎMBINARE DE CONTINUITATE GRINDA PRINCIPALĂ A ACOPERIŞULUI





CALCUL ÎMBINARE GRINDA SECUNDARĂ PE GRINDA PRINCIPALĂ A ACOPERIŞULUI







BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 84 / 122

5.4 CLADIREA BIROURI


Model de calcul spaŃial al imobilului

Plan de nivel curent






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 85 / 122

Modul 1 de vibraŃie T1=0.9546 – translaŃie

Modul 2 de vibraŃie direcŃia x T2=0.9312s – translaŃie






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 86 / 122

Modul 3 de vibraŃie direcŃia y T3=0.8475s –torsiune



Greutatea construcŃiei este 33260.26kN

F=1x0.85x0.24x2.75/6.75xG=0.083G


Rezultă că forŃa tăietoare de bază este F=0.083x33260.26=2760.60 kN

Mode Period UX UY UZSumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ10.95459574.6763 0.0202 074.6763 0.0202 0 0.023799.0268 0.2041 0.023799.0268 0.204120.931159 0.008272.8334 074.6845 72.8536 0 98.5956 0.0116 1.198298.619399.0385 1.402330.847499 0.2228 0.8298 074.9073 73.6834 0 0.7616 0.27975.801299.380999.3175 77.203540.297374 8.2678 0.009 083.1751 73.6923 0 0 0.0186 0.040299.3809 99.336 77.2437

50.282603 0.0115 9.5386 083.1866 83.2309 0 0.0141 0 0.054799.3949 99.336 77.298460.258994 0.0464 0.049 0 83.233 83.28 0 0.0015 0.0001 8.222299.396499.3362 85.520670.157714 2.2168 0.0036 085.4498 83.2835 0 0.0005 0.3786 0.023599.396999.7147 85.544180.144713 0.0095 2.2415 085.4593 85.5251 0 0.3041 0.0016 0.1694 99.70199.7163 85.71359 0.13156 0.0349 0.1172 085.4942 85.6423 0 0.0189 0.0041 1.811399.719999.7204 87.5248

100.112485 0.493 0.0016 085.9872 85.6439 0 0.0002 0.0091 0.024699.720199.7295 87.5494110.099831 0.0083 0.343 085.9955 85.9869 0 0.0091 0.0001 0.000799.729299.7295 87.5501120.087907 0.7318 0.0076 086.7273 85.9945 0 0.0002 0.0206 099.729499.7501 87.5501






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 87 / 122

DistribuŃia forŃei seismice pe verticală, urmărind un mod normal, fundamental de vibraŃie, în care se consideră o excentricitate accidentală a forŃei seismice de 0,05L (decidistribuŃie triunghiulară).

DistribuŃia maselor pe fiecare nivel

Story MassX MassY XCM YCM XCCM YCCM XCR YCR

ETAJ 6 43.0789 43.0789 17.267 9.935 17.267 9.935 17.024 9.436

ETAJ 5 321.7077 321.7077 23.365 6.777 22.645 7.15 23.839 6.595

ETAJ 4 511.7326 511.7326 24.212 6.673 23.56 6.871 23.675 6.546

ETAJ 3 511.7326 511.7326 24.212 6.673 23.8 6.798 23.486 6.508ETAJ 2 511.7326 511.7326 24.212 6.673 23.911 6.764 23.274 6.46

ETAJ 1 517.3204 517.3204 24.195 6.671 23.972 6.744 23.021 6.387

PATER 502.8942 502.8942 25.887 6.734 24.302 6.743 22.852 6.279


AcceleraŃia pe zona de palier este 0,958 m/s2






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 88 / 122







unde:



VERIFICARI LA SLS

Story Item Load Point X Y Z DriftX DriftY DriftX SLS DriftY SLSETAJ 6 Max Drift X XPOZ 69 13.8 13.2 30.3 0.000325 0.001096875 0ETAJ 6 Max Drift Y XPOZ 48 13.8 7.2 30.3 0.00016 0 0.00054ETAJ 6 Max Drift X XNEG 51 20.7 7.2 30.3 0.000175 0.000590625 0ETAJ 6 Max Drift Y XNEG 71 20.7 13.2 30.3 0.000286 0 0.00096525ETAJ 6 Max Drift X YPOZ 69 13.8 13.2 30.3 0.000208 0.000702 0ETAJ 6 Max Drift Y YPOZ 48 13.8 7.2 30.3 0.00065 0 0.00219375ETAJ 6 Max Drift X YNEG 71 20.7 13.2 30.3 0.000051 0.000172125 0ETAJ 6 Max Drift Y YNEG 48 13.8 7.2 30.3 0.000763 0 0.002575125ETAJ 5 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 27.05 0.000561 0.001893375 0






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 89 / 122

ETAJ 5 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 27.05 0.000236 0 0.0007965ETAJ 5 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 27.05 0.000698 0.00235575 0ETAJ 5 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 27.05 0.000317 0 0.001069875ETAJ 5 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 27.05 0.000152 0.000513 0ETAJ 5 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 27.05 0.000855 0 0.002885625ETAJ 5 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 27.05 0.00029 0.00097875 0ETAJ 5 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 27.05 0.000936 0 0.003159ETAJ 4 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 23.2 0.000932 0.0031455 0ETAJ 4 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 23.2 0.000346 0 0.00116775ETAJ 4 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 23.2 0.001072 0.003618 0ETAJ 4 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 23.2 0.000437 0 0.001474875ETAJ 4 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 23.2 0.000268 0.0009045 0ETAJ 4 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 23.2 0.001186 0 0.00400275

ETAJ 4 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 23.2 0.000408 0.001377 0ETAJ 4 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 23.2 0.001277 0 0.004309875ETAJ 3 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 19.35 0.0013 0.0043875 0ETAJ 3 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 19.35 0.000455 0 0.001535625ETAJ 3 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 19.35 0.001435 0.004843125 0ETAJ 3 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 19.35 0.000537 0 0.001812375ETAJ 3 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 19.35 0.000384 0.001296 0ETAJ 3 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 19.35 0.001499 0 0.005059125ETAJ 3 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 19.35 0.000519 0.001751625 0ETAJ 3 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 19.35 0.001581 0 0.005335875ETAJ 2 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 15.5 0.001599 0.005396625 0ETAJ 2 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 15.5 0.000535 0 0.001805625ETAJ 2 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 15.5 0.00172 0.005805 0

ETAJ 2 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 15.5 0.000606 0 0.00204525ETAJ 2 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 15.5 0.000479 0.001616625 0ETAJ 2 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 15.5 0.001718 0 0.00579825ETAJ 2 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 15.5 0.000599 0.002021625 0ETAJ 2 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 15.5 0.001789 0 0.006037875ETAJ 1 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 11.65 0.001784 0.006021 0ETAJ 1 Max Drift Y XPOZ 111 48.3 8.7 11.65 0.000563 0 0.001900125ETAJ 1 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 11.65 0.001865 0.006294375 0ETAJ 1 Max Drift Y XNEG 4 5.75 0 11.65 0.0006 0 0.002025ETAJ 1 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 11.65 0.000551 0.001859625 0ETAJ 1 Max Drift Y YPOZ 111 48.3 8.7 11.65 0.001809 0 0.006105375ETAJ 1 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 11.65 0.000632 0.002133 0ETAJ 1 Max Drift Y YNEG 66 5.75 13.2 11.65 0.001822 0 0.00614925PATER Max Drift X XPOZ 84 41.4 15.07 7.8 0.001474 0.00497475 0

PATER Max Drift Y XPOZ 64 0 13.2 7.8 0.000512 0 0.001728PATER Max Drift X XNEG 84 41.4 15.07 7.8 0.001494 0.00504225 0PATER Max Drift Y XNEG 2 0 0 7.8 0.00054 0 0.0018225PATER Max Drift X YPOZ 4 5.75 0 7.8 0.00048 0.00162 0PATER Max Drift Y YPOZ 64 0 13.2 7.8 0.001531 0 0.005167125PATER Max Drift X YNEG 2 0 0 7.8 0.000496 0.001674 0

Maxime 0.006294375 0.00614925






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 90 / 122

VERIFICARI LA ULS

Story Item Load Point X Y Z DriftX DriftYDriftXULS

DriftYULS

ETAJ 6 Max Drift X XPOZ 69 13.8 13.2 30.3 0.000325 0.003309 0ETAJ 6 Max Drift Y XPOZ 48 13.8 7.2 30.3 0.00016 0 0.001629ETAJ 6 Max Drift X XNEG 51 20.7 7.2 30.3 0.000175 0.001782 0ETAJ 6 Max Drift Y XNEG 71 20.7 13.2 30.3 0.000286 0 0.002912ETAJ 6 Max Drift X YPOZ 69 13.8 13.2 30.3 0.000208 0.002118 0ETAJ 6 Max Drift Y YPOZ 48 13.8 7.2 30.3 0.00065 0 0.006618ETAJ 6 Max Drift X YNEG 71 20.7 13.2 30.3 0.000051 0.000519 0ETAJ 6 Max Drift Y YNEG 48 13.8 7.2 30.3 0.000763 0 0.007769ETAJ 5 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 27.05 0.000561 0.005712 0ETAJ 5 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 27.05 0.000236 0 0.002403ETAJ 5 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 27.05 0.000698 0.007107 0ETAJ 5 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 27.05 0.000317 0 0.003228ETAJ 5 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 27.05 0.000152 0.001548 0ETAJ 5 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 27.05 0.000855 0 0.008706ETAJ 5 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 27.05 0.00029 0.002953 0ETAJ 5 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 27.05 0.000936 0 0.00953ETAJ 4 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 23.2 0.000932 0.00949 0ETAJ 4 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 23.2 0.000346 0 0.003523ETAJ 4 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 23.2 0.001072 0.010915 0ETAJ 4 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 23.2 0.000437 0 0.00445ETAJ 4 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 23.2 0.000268 0.002729 0ETAJ 4 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 23.2 0.001186 0 0.012076

ETAJ 4 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 23.2 0.000408 0.004154 0ETAJ 4 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 23.2 0.001277 0 0.013002ETAJ 3 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 19.35 0.0013 0.013237 0ETAJ 3 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 19.35 0.000455 0 0.004633ETAJ 3 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 19.35 0.001435 0.014611 0ETAJ 3 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 19.35 0.000537 0 0.005468ETAJ 3 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 19.35 0.000384 0.00391 0ETAJ 3 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 19.35 0.001499 0 0.015263ETAJ 3 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 19.35 0.000519 0.005284 0ETAJ 3 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 19.35 0.001581 0 0.016098ETAJ 2 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 15.5 0.001599 0.016281 0ETAJ 2 Max Drift Y XPOZ 63 -2.375 13.2 15.5 0.000535 0 0.005447ETAJ 2 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 15.5 0.00172 0.017513 0ETAJ 2 Max Drift Y XNEG 63 -2.375 13.2 15.5 0.000606 0 0.00617

ETAJ 2 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 15.5 0.000479 0.004877 0ETAJ 2 Max Drift Y YPOZ 63 -2.375 13.2 15.5 0.001718 0 0.017493ETAJ 2 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 15.5 0.000599 0.006099 0ETAJ 2 Max Drift Y YNEG 63 -2.375 13.2 15.5 0.001789 0 0.018216ETAJ 1 Max Drift X XPOZ 78 42.55 13.2 11.65 0.001784 0.018165 0ETAJ 1 Max Drift Y XPOZ 111 48.3 8.7 11.65 0.000563 0 0.005732ETAJ 1 Max Drift X XNEG 78 42.55 13.2 11.65 0.001865 0.018989 0ETAJ 1 Max Drift Y XNEG 4 5.75 0 11.65 0.0006 0 0.006109ETAJ 1 Max Drift X YPOZ 78 42.55 13.2 11.65 0.000551 0.00561 0ETAJ 1 Max Drift Y YPOZ 111 48.3 8.7 11.65 0.001809 0 0.018419






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 91 / 122

ETAJ 1 Max Drift X YNEG 78 42.55 13.2 11.65 0.000632 0.006435 0ETAJ 1 Max Drift Y YNEG 66 5.75 13.2 11.65 0.001822 0 0.018552PATER Max Drift X XPOZ 84 41.4 15.07 7.8 0.001474 0.015008 0PATER Max Drift Y XPOZ 64 0 13.2 7.8 0.000512 0 0.005213PATER Max Drift X XNEG 84 41.4 15.07 7.8 0.001494 0.015212 0PATER Max Drift Y XNEG 2 0 0 7.8 0.00054 0 0.005498PATER Max Drift X YPOZ 4 5.75 0 7.8 0.00048 0.004887 0PATER Max Drift Y YPOZ 64 0 13.2 7.8 0.001531 0 0.015589PATER Max Drift X YNEG 2 0 0 7.8 0.000496 0.00505 0PATER Max Drift Y YNEG 2 0 0 7.8 0.001557 0 0.015853

Maxime 0.018989 0.018552



Vezi Anexa IV ataşată


EFORTURI DE CALCUL GRINZI


Se exemplifică axele 3 şi C

Calculul este de verificare utilizând programul de calcul secŃional VCASLU.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 92 / 122

5.5 CLADIREA OASPEłI








BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 93 / 122


Modul 1 de vibraŃie T1=0.748 – translaŃie

Modul 2 de vibraŃie direcŃia x T2=0.727s – translaŃie






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 94 / 122

Modul 3 de vibraŃie direcŃia y T3y=0.702s –torsiune






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 95 / 122


Mode Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ

1 0.748 89.36 0.00 0 89.360 0.000 0 0.000 99.489 0.304 0.000 99.489 0.304

2 0.727 0.00 88.75 0 89.364 88.745 0 99.033 0.005 0.783 99.034 99.493 1.087

3 0.702 0.31 0.69 0 89.670 89.431 0 0.788 0.322 88.498 99.821 99.815 89.585

4 0.216 8.66 0.00 0 98.333 89.431 0 0.000 0.095 0.013 99.821 99.910 89.597

5 0.207 0.00 8.44 0 98.334 97.870 0 0.083 0.000 0.208 99.904 99.910 89.805

6 0.201 0.01 0.45 0 98.342 98.325 0 0.004 0.000 8.514 99.907 99.910 98.320

7 0.105 1.33 0.00 0 99.670 98.325 0 0.000 0.088 0.000 99.907 99.998 98.320

8 0.100 0.00 1.22 0 99.670 99.547 0 0.083 0.000 0.073 99.990 99.998 98.392

9 0.097 0.00 0.12 0 99.670 99.667 0 0.007 0.000 1.264 99.997 99.998 99.656



GG F 083.0*75.6

75.2*24.0*85.0*1 ==


Rezultă că forŃa tăietoare de bază este: kN F 12.118661.14290*083.0 ==

DistribuŃia forŃei seismice pe verticală, urmărind un mod normal, fundamental de vibraŃie, în care se consideră o excentricitate accidentală a forŃei seismice de 0,05L (decidistribuŃie triunghiulară).


Story Diaphragm MassX MassY XCM YCM XCCM YCCM XCR YCR

PATER D1 491.1307 491.1307 25.504 6.634 25.504 6.634 26.794 6.579

ETAJ 1 D2 479.5788 479.5788 25.548 6.637 25.548 6.637 26.091 6.531ETAJ 2 D3 241.351 241.351 25.495 6.701 25.495 6.701 25.529 6.504

ETAJ TEHNIC D4 27.9167 27.9167 34.258 9.791 34.258 9.791 34.026 9.747






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 96 / 122


AcceleraŃia pe zona de palier este 0,958 m/s2







unde:






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 97 / 122



VERIFICARI LA SLS

Story Item Load Point X Y Z DriftX DriftY DriftX SLS DriftY SLS

ETAJ 2 Max Drift X SXEPP 63 50.55 13.5 12.8 0.00113 0.00381 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SXEPP 22 0 6 12.8 0.000389 0.00000 0.00131

ETAJ 2 Max Drift X SEXPM 63 50.55 13.5 12.8 0.00083 0.00280 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SEXPM 46 0 13.5 12.8 0.000432 0.00000 0.00146

ETAJ 2 Max Drift X SXEMP 18 50.55 0 12.8 0.001156 0.00390 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SXEMP 63 50.55 13.5 12.8 0.000497 0.00000 0.00168

ETAJ 2 Max Drift X SXEMM 18 50.55 0 12.8 0.000777 0.00262 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SXEMM 63 50.55 13.5 12.8 0.000246 0.00000 0.00083

ETAJ 2 Max Drift X SYEPP 18 50.55 0 12.8 0.000528 0.00178 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SYEPP 63 50.55 13.5 12.8 0.001263 0.00000 0.00426

ETAJ 2 Max Drift X SYEPM 18 50.55 0 12.8 0.000149 0.00050 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SYEPM 63 50.55 13.5 12.8 0.001012 0.00000 0.00342

ETAJ 2 Max Drift X SYEMP 63 50.55 13.5 12.8 0.000495 0.00167 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SYEMP 46 0 13.5 12.8 0.00112 0.00000 0.00378

ETAJ 2 Max Drift X SYEMM 63 50.55 13.5 12.8 0.000194 0.00065 0.00000

ETAJ 2 Max Drift Y SYEMM 46 0 13.5 12.8 0.001163 0.00000 0.00393


ETAJ 1 Max Drift Y SXEPP 46 0 13.5 8.95 0.000618 0.00000 0.00209





ETAJ 1 Max Drift X SXEMM 18 50.55 0 8.95 0.001267 0.00428 0.00000ETAJ 1 Max Drift Y SXEMM 63 50.55 13.5 8.95 0.000435 0.00000 0.00147









BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 98 / 122



ETAJ 1 Max Drift X SYEMP 63 50.55 13.5 8.95 0.000708 0.00239 0.00000

ETAJ 1 Max Drift Y SYEMP 46 0 13.5 8.95 0.00177 0.00000 0.00597



PATER Max Drift X SXEPP 62 48.3 13.5 5.1 0.00148 0.00500 0.00000

PATER Max Drift Y SXEPP 46 0 13.5 5.1 0.000596 0.00000 0.00201

PATER Max Drift X SEXPM 62 48.3 13.5 5.1 0.001318 0.00445 0.00000

PATER Max Drift Y SEXPM 46 0 13.5 5.1 0.00063 0.00000 0.00213

PATER Max Drift X SXEMP 17 48.3 0 5.1 0.001464 0.00494 0.00000

PATER Max Drift Y SXEMP 62 48.3 13.5 5.1 0.000513 0.00000 0.00173PATER Max Drift X SXEMM 17 48.3 0 5.1 0.001264 0.00427 0.00000

PATER Max Drift Y SXEMM 62 48.3 13.5 5.1 0.000413 0.00000 0.00139

PATER Max Drift X SYEPP 17 48.3 0 5.1 0.00054 0.00182 0.00000

PATER Max Drift Y SYEPP 62 48.3 13.5 5.1 0.001438 0.00000 0.00485

PATER Max Drift X SYEPM 17 48.3 0 5.1 0.000341 0.00115 0.00000

PATER Max Drift Y SYEPM 62 48.3 13.5 5.1 0.001338 0.00000 0.00452

PATER Max Drift X SYEMP 62 48.3 13.5 5.1 0.00061 0.00206 0.00000

PATER Max Drift Y SYEMP 46 0 13.5 5.1 0.001732 0.00000 0.00585

PATER Max Drift X SYEMM 62 48.3 13.5 5.1 0.000447 0.00151 0.00000

PATER Max Drift Y SYEMM 46 0 13.5 5.1 0.001765 0.00000 0.00596

Max 0.00561 0.00609

< <

Valoare cod 0.008 0.008






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 99 / 122

VERIFICARI LA ULS

Story Item Load Point X Y Z DriftX DriftY DriftX ULS DriftY ULS


ETAJ 2 Max Drift Y SXEPP 22 0 6 12.8 0.000389 0.0000 0.0048











ETAJ 2 Max Drift X SYEMP 63 50.55 13.5 12.8 0.000495 0.0062 0.0000ETAJ 2 Max Drift Y SYEMP 46 0 13.5 12.8 0.00112 0.0000 0.0139




ETAJ 1 Max Drift Y SXEPP 46 0 13.5 8.95 0.000618 0.0000 0.0077











ETAJ 1 Max Drift X SYEMP 63 50.55 13.5 8.95 0.000708 0.0088 0.0000ETAJ 1 Max Drift Y SYEMP 46 0 13.5 8.95 0.00177 0.0000 0.0220



PATER Max Drift X SXEPP 62 48.3 13.5 5.1 0.00148 0.0184 0.0000

PATER Max Drift Y SXEPP 46 0 13.5 5.1 0.000596 0.0000 0.0074

PATER Max Drift X SEXPM 62 48.3 13.5 5.1 0.001318 0.0164 0.0000

PATER Max Drift Y SEXPM 46 0 13.5 5.1 0.00063 0.0000 0.0078

PATER Max Drift X SXEMP 17 48.3 0 5.1 0.001464 0.0182 0.0000

PATER Max Drift Y SXEMP 62 48.3 13.5 5.1 0.000513 0.0000 0.0064

PATER Max Drift X SXEMM 17 48.3 0 5.1 0.001264 0.0157 0.0000

PATER Max Drift Y SXEMM 62 48.3 13.5 5.1 0.000413 0.0000 0.0051

PATER Max Drift X SYEPP 17 48.3 0 5.1 0.00054 0.0067 0.0000

PATER Max Drift Y SYEPP 62 48.3 13.5 5.1 0.001438 0.0000 0.0179

PATER Max Drift X SYEPM 17 48.3 0 5.1 0.000341 0.0042 0.0000

PATER Max Drift Y SYEPM 62 48.3 13.5 5.1 0.001338 0.0000 0.0167

PATER Max Drift X SYEMP 62 48.3 13.5 5.1 0.00061 0.0076 0.0000

PATER Max Drift Y SYEMP 46 0 13.5 5.1 0.001732 0.0000 0.0216

PATER Max Drift X SYEMM 62 48.3 13.5 5.1 0.000447 0.0056 0.0000

PATER Max Drift Y SYEMM 46 0 13.5 5.1 0.001765 0.0000 0.0220

Max 0.02070 0.02247

< <

aloare cod 0.025 0.025






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 100 / 122



Vezi Anexa V ataşată


EFORTURI DE CALCUL GRINZI


Se exemplifică axele 4 şi J

Calculul este de verificare utilizând programul de calcul secŃional VCASLU.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 101 / 122

5.6 CLADIREA CANTINĂ








BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 102 / 122


Modul fundamental de vibraŃie pe Y T=0.236s– translaŃie






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 103 / 122

Modul fundamental de vibraŃie direcŃia X T=0.270s – translaŃie cuplata cu torsiune






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 104 / 122

Modul de vibraŃie direcŃia z T=0.336 s–torsiune


Mode Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ

1 0.336036 1.6399 11.278 0 1.6399 11.278 0 11.604 1.6585 86.6782 11.604 1.6585 86.6782

2 0.272764 0.6511 86.9813 0 2.291 98.2593 0 88.2662 0.6606 10.0546 99.8702 2.3191 96.7328

3 0.236545 95.861 0.1081 0 98.152 98.3674 0 0.1081 97.6374 2.5938 99.9783 99.9565 99.3266

4 0.02689 0.0002 0.3787 0 98.1522 98.7461 0 0.0002 0.0002 0.0278 99.9785 99.9567 99.3544

5 0.0262 0.0001 0.1262 0 98.1523 98.8723 0 0 0.0001 0.1031 99.9785 99.9568 99.4575

6 0.023011 0.2334 0 0 98.3857 98.8723 0 0 0.0041 0.0752 99.9785 99.961 99.5328

7 0.020098 0.0923 0 0 98.478 98.8724 0 0 0 0.0678 99.9785 99.961 99.6005

8 0.015527 0.0005 0 0 98.4785 98.8724 0 0 0.0003 0.0002 99.9785 99.9613 99.60089 0.014065 0.002 0.0002 0 98.4804 98.8726 0 0.0002 0.0004 0 9 9.9788 9 9.9617 9 9.6008

10 0.013377 0.0006 0.0003 0 98.481 98.8729 0 0.0002 0.0002 0 99.9789 99.9619 99.6008

11 0.011938 0 0 0 98.4811 98.8729 0 0 0 0.0002 99.9789 99.9619 99.6009

12 0.011481 0.0108 0 0 98.4919 98.873 0 0 0.0014 0.0028 99.979 99.9633 99.6037






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 105 / 122



F=1x1x0.24x2.75/2.5xG=0.264G


Rezultă că forŃa tăietoare de bază este F=0.264x2589.39k=683.598 kN

DistribuŃia forŃei seismice pe verticală, urmărind un mod normal, fundamental de vibraŃie,

în care se consideră o excentricitate accidentală a forŃei seismice de 0,05L (decidistribuŃie triunghiulară).


Story Diaphragm MassX MassY XCM YCM XCCM YCCM XCR YCRPATER D1 66.1313 66.1313 7.388 11.801 7.388 11.801 7.369 9.169






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 106 / 122


AcceleraŃia maximă este 2,589 m/s2












BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 107 / 122

unde:



VERIFICARI LA SLS

Story Item Load Point X Y Z DriftX DriftY DriftX SLS DriftY SLS

PATER Max Drift X XPOZ 25 13.8 21.6 5.1 0.001053 0.00131625 0

PATER Max Drift Y XPOZ 19 0 21.6 5.1 0.000446 0 0.000558

PATER Max Drift X XNEG 25 13.8 21.6 5.1 0.001039 0.003506625 0

PATER Max Drift Y XNEG 19 0 21.6 5.1 0.000506 0 0.001708

PATER Max Drift X YPOZ 25 13.8 21.6 5.1 0.00054 0.0018225 0

PATER Max Drift Y YPOZ 19 0 21.6 5.1 0.001116 0 0.003767

PATER Max Drift X YNEG 25 13.8 21.6 5.1 0.000525 0.001771875 0

PATER Max Drift Y YNEG 19 0 21.6 5.1 0.001176 0 0.003969

Max 0.003506625 0.003969

VERIFICARI LA ULS

Story Item Load Point X Y Z DriftX DriftY DriftX ULS DriftY ULS

PATER Max Drift X XPOZ 25 13.8 21.6 5.1 0.001053 0.005265 0

PATER Max Drift Y XPOZ 19 0 21.6 5.1 0.000446 0 0.00223

PATER Max Drift X XNEG 25 13.8 21.6 5.1 0.001039 0.018051 0

PATER Max Drift Y XNEG 19 0 21.6 5.1 0.000506 0 0.008791

PATER Max Drift X YPOZ 25 13.8 21.6 5.1 0.00054 0.009382 0

PATER Max Drift Y YPOZ 19 0 21.6 5.1 0.001116 0 0.019388

PATER Max Drift X YNEG 25 13.8 21.6 5.1 0.000525 0.009121 0

PATER Max Drift Y YNEG 19 0 21.6 5.1 0.001176 0 0.020431

Max 0.018051 0.020431






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 108 / 122



Vezi Anexa VI ataşată


CALCUL FISURARE DALA ACOPERIŞ

Vezi Anexa VI ataşată

5.7 ANALIZA SISTEMELOR DE FUNDARE AFERENTE CONSTRUCTIILOR CEALCATUIESC INFRASTRUCTURA

5.7.1 Date de Proiectare

Proiectarea a avut la bază următoarele date:

-tema de proiectare;

-memoriu si piese desenate de rezistenta din studiul de fezabilitate întocmit de SCProiect Bucuresti SA septembrie 2010;

-studiul geotehnic executat de Experco ISPIF iunie 2010;

-consultări cu beneficiarul;

5.7.2 Date Geotehnice

Pe baza Studiului geotehnic executat de Experco ISPIF în iunie 2010 s-a elaboratun model geotehnic, stratigrafia şi valorile de proiectare ale parametrilor geotehniciai pământurilor fiind prezentate în Tabelul 5.7.1.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 109 / 122

Tabelul 5.7.1

Nr. Tip pământ h γsat γ' M2-3 M0 φ' c'ν

(m) (kN/m3) (kN/m

3) (kPa) (-) (°) (kPa)

(-)1

Argila plastic vartoasa 4.50 20.50 10.50 10000 1.50 17 20 0.40

2 Nisip mediu-mare cupietris 7.00 20.00 10.00 21000 1.00 35 1 0.30

3Argila plastic vartoasa 4.50 20.50 10.50 10500 1.50 17 20 0.40

4 Nisip mediu-mare prafos 2.50 20.00 10.00 22500 1.00 37 1 0.305

Argila plastic vartoasa 3.00 20.50 10.50 10500 1.50 17 20 0.40

6Nisip prafos indesat 2.00 20.00 10.00 17500 1.30 35 1 0.30

7Argila prafoasa nisipoasa 5.00 20.50 10.50 10500 1.50 17 20 0.40

8Nisip mediu-fin prafos 3.5 20.00 10.00 17000 1.30 35 1 0.30

9Argila plastic vartoasa 10.5 20.50 10.50 10500 1.50 17 20 0.40

10Nisip mediu-fin prafos 100 20.00 10.50 17000 1.30 35 1 0.30

Simbolurile utilizate pentru parametrii geotehnici în tabelul de mai sus auurmătoarele semnificaŃii:

h - grosimea stratului de pământ;

γsat - greutatea volumetrică în stare saturată a pământului;

γ' - greutatea volumetrică în stare imersată a pământului;

φ’ - unghi de frecare interioară în stare drenată;

c’ - coeziune în stare drenată;

2 3 M − - modulul de deformatie edometric;

0 M - coeficient de corectie pentru trecerea de la modulul de deformatie

edometric la modulul de deformatie liniara;






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 110 / 122

5.7.3 Analiza cladirilor fundate în sistem Radier General

Un numar de patru cladiri care nu transmit incarcari deosebite terenului de fundarevor fi fundate in sistem radier general.

In Tabelul 5.7.2, de mai jos, sunt specificate aceste cladiri precum si dimensiunilelor in plan si incarcarile transmise terenului de fundare. Datele au fost transmisede catre Beneficiar.

Tabelul 5.7.2

Nr. Cladirea L B pef

m m kPa1 Cladirea Laser 61.20 40.50 962 Cantina 24.20 14.40 933 Cladire oaspeti 48.30 13.50 1054 Cladire birouri 48.30 13.20 131

5.7.4 Calculul tasarii

Pentru cladirile mentionate mai sus au fost estimate prin calcul tasarile conformSTAS 3300-2-1985.

S-a aplicat metoda stratului liniar deformabil de grosime finita. Tasarile obtinutesunt redate in Tabelul 3.2.

5.7.5 Coeficienti elastici

Coeficientii elastici de rigiditate la incarcari verticale (Kv) au fost determinati pebaza tasarilor calculate ale cladirilor si a incarcarilor efective la baza radierului.

Valorile acestor coeficienti sunt prezentate in Tabelul 5.7.3. de mai jos.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 111 / 122

Tabelul 5.7.3

Nr. Cladirea pef s Kv, pef

kPa cm kN/m3 1 Cladirea Laser 96 0.83 113002 Cantina 93 1.92 45003 Cladire oaspeti 105 0.96 105004 Cladire birouri 131 1.50 8700

5.7.6 Analiza prin calcul a stării de eforturi şi deformaŃii a terenului de fundareinduse de fundarea indirecta a cladirii gamma

Cladirea Gamma are dimensiuni in plan de 124.60x42.10m.

Sistemul de fundare consta intr-un radier pe barete de dimensiuni 2.70x1.00m.Atat baretele cat si radierul au fost considerate ca fiind realizate din beton clasaC25/30. Baretele au fost dispuse intr-un aranjament uniform pe directiile celor doua axe ale cladirii pentru a se asigura rigiditatile necesare pe aceste directii.Aranjarea baretelor sub radier este ilustrata in Figura 5.7.1. Fisa baretelor

masurata de sub radier este de 28.60m pentru baretele situate in treimea centrala(marcate cu rosu in Figura 5.7.1) si de 25.10m pentru restul baretelor (marcate cucyan in Figura 5.7.1)






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 112 / 122

3 5

5 1 0

6 0 0

1 5 5

12460

1 5 0

1 1 4 0

4 2 1 0

5 3 5 1

e x p .

e x p .

e x p .

e x p .

e x p .

e x p .

810 810 810 810 810 810 810 810 810 810 810 810 155810 810 810155

6 7 0

4 7 5

6 0 0

5 0 0

5 9 5

5 0 0

5 9 5

Figura 5.7.1

5.7.6.1 PROGRAMUL DE CALCUL UTILIZAT ŞI IPOTEZE DE CALCUL

Analiza stării de eforturi şi de deformaŃii induse în masivul de pământ de fundatiaradier pe barete, s-a realizat prin metoda elementului finit utilizându-se programulPLAXIS 2D ver.2010.

StratificaŃia şi parametrii geotehnici ai terenului utilizaŃi în analiză sunt ceiprezentaŃi capitolul 5.7.2 Date geotehnice.

Pentru straturile de pământ din amplasament, s-a admis ipoteza comportăriielasto-plastice a pământului după o lege constitutivă de tipul “hardening soil”. Cele8 randuri de barete-pamant (simetrice fata de axa radierului) au fost asimilare cuincluziuni alcătuite dintr-un material echivalent de tip Mohr-Coulomb.

Rezultatele acestor calcule, sunt prezentate în capitolul 5.7.6.6. "REZULTATE".






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 113 / 122

5.7.6.2 PARAMETRII GEOTEHNICI UTILIZAłI

Parametrii geotehnici utilizaŃi pentru stratele de pământ au fost alesi pe bazaStudiului geotehnic (capitolul 5.7.5.7.2).

5.7.6.3 ÎNCĂRCĂRI DE CALCUL

Încarcările aferente clădirii Gamma, considerate în calcul sunt date în tabelul demai jos.

Tabelul 5.7.4

Nr. Cladirea Gk, Qk γG, γQ Gd, Qd

kPa kPa1 Radier inferior 37.50 1.00 37.502 Radier superior 37.50 1.00 37.503 Spatiu intre radiere 11.30 1.00 11.304 Incarcari permanente 90.00 1.00 90.00

Încărcarile permanente (90kPa) au fost calculate pe baza planului încărcărilor aferente tuturor încăperilor acestei clădirii pus la dispoziŃie de Beneficiar.

Încărcarea radierului inferior a fost introdusă în modelul de calcul prin modelarearadierului iar celelalte 3 încărcari au fost introduse ca o suprasarcina uniformdistribuita, cu valoare de 140kPa, ce actioneaza la suprafata radierului inferior.

CoeficienŃii partiali de siguranŃă au fost consideraŃi unitari, conform SR EN 1997-1-2004.

5.7.6.4 ALCĂTUIREA MODELULUI GEOTEHNIC

Modelul geotehnic al terenului de fundare a fost alcătuit pe baza litologieiconsiderate şi a datelor privind geometria cladirii Gamma.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 114 / 122

5.7.6.5 ETAPE DE CALCUL

Modelul a fost analizat in urmatoarele etape de calcul:

Etapa initiala – de calcul a eforturilor din sarcina geologica;

Etapa 1 – excavatiei pana la cota bazei radierului inferior;

Etapa a 2-a – executia baretelor si a radierului inferior;

Etapa a 3-a – incarcare cu suprasarcina de 140kPa;

Etapa a 4-a – incarcare cu o forta orizontala cu o valoare de 1000kN/m

x

y A A

A A

A A

-100.00 -75.00 -50.00 -25.00 0.00 25.00 50.00 75.00 100.00

25.00

0.00

-25.00

-50.00

-75.00

-100.00

Figura 5.7.2 Geometria modelului şi litologia terenului de fundare considerată încalcul






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 115 / 122

5.7.6.6 REZULTATE

În continuare, sunt prezentate în formă grafică rezultatele analizei stării de eforturişi deformaŃii pentru modelul analizat.

Figura 5.7.3 Modelul discretizat la scara deformata. Etapa a 3-a: – incarcare cusuprasarcina de 140kPa. (Deplasarea totală maximă = 121.3mm)






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 116 / 122

Figura 5.7.4 Deplasărilor verticale ale terenului de fundare. Etapa a 3-a: –incarcare cu suprasarcina de 140kPa. (Deplasarea verticala maximă = 117.6mm)






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 117 / 122

Figura 5.7.5 Diagrama de deplasari verticale intr-o sectiune verticala in axulmodelului(uy max=114.9 mm). Etapa a 3-a: – incarcare cu suprasarcina de 140kPa.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 118 / 122

Figura 5.7.6 Diagrama de deplasari verticale ale terenului de fundare si baretelor intr-o sectiune sub radier. Etapa a 3-a: – incarcare cu suprasarcina de 140kPa.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 119 / 122

Figura 5.7.7 Deplasărilor orizontale ale terenului de fundare. Etapa a 4-a: –incarcare cu forta orozontala de 1000kN/m. (Deplasarea orizontala maximă =43mm)






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 120 / 122

Figura 5.7.8 Diagrama de deplasari orizontale in axul modelului ux max=27.72 mm

5.7.7 Coeficienti elastici pentru baretele sistemului de fundare a cladirii gamma

5.7.7.1 COEFICIENłI ELASTICI DE RIGIDITATE LA ÎNCĂRCĂRI VERTICALE (K V )

Coeficientii elastici de rigiditate la incarcari verticale (Kv) au fost determinati pebaza deplasarilor verticale calculate ale ansamblului fundatie-teren si a incarcarilor efective la baza radierului. Rezultatele au fost defalcate in functie de pozitiarandului de barete fata de axa radierului (randul 1 fiind cel mai apropiat de axaradierului iar randul 4 fiind cel mai indepartat). In Tabelul 5.7.5 sunt prezentatevalorile coeficientului Kv pentru cele 4 randuri de barete din partea stanga a axeide simetrie a radierului, pentru celelalte 4 randuri situatia fiind simetrica.






BUCURESTI


Faza : P.Th.-rev01

Pag 121 / 122

Tabelul 5.7.5 Coeficientii elastici de rigiditate la incarcari verticale (Kv) in regimstatic si dinamic de solicitare (K'v)

Nr. rand K v K'v

kN/m kN/m

Rand 1 27000 81000Rand 2 35000 105000Rand 3 42000 126000Rand 4 48500 145500

În regim dinamic de solicitare (seismic): K'v = 3xKv

5.7.7.2 COEFICIENTII ELASTICI DE RIGIDITATE LA INCARCARI ORIZONTALE (K H ) SI LA INCARCARI ROTIRI (K θ )

Coeficientii elastici de rigiditate la incarcari orizontale (Kh) si la incarcari rotiri (Kθ)au fost determinati pe baza metodei incarcarii pilotului (baretei) izolat, consideratincastrat intr-un mediu elastic liniar de tip Winkler. Metoda este prezentata innormativul NP 123-2010 si in STAS 2561-3-1990.

Modulul coeficientului reactiunii laterale mh a fost luat in calcul cu valoarea 9000kN/m4.

Bareta de dimensiuni 2.70x1.00m a fost incarcata pe ambele directii (pe directialaturii lungi si a laturii scurte) cu o forta unitara si, respectiv, cu un moment unitar.

Valorile obtinute sunt prezentate in Tabelul 5.7.6

Tabelul 5.7.6 Coeficientii elastici de rigiditate la incarcari orizontale (Kh) si laincarcari rotiri (Kθ) in regim static si dinamic de solicitare (Kh, Kθ)

Directie solicitare K h K θ K'h K'θ

kN/m kNm/rad kN/m kNm/radDirectia laturii scurte 118000 1400000 354000 4200000Directia laturii lungi 180000 6100000 540000 18300000






BUCURESTI

În regim dinamic de solicitare (seismic) valorile coeficientilor elastici de rigiditate sepot considera de trei ori mai mari decat valorile coeficientilor elastici de rigiditatestatici.

5.7.8 Capacitatea portanta a baretelor

Capacitatea portanta a baretelor avand fisele de 25.10m, respectiv 28.60m(lungime masurata de sub baza radierului) a fost determinata conform normativuluiP 106-1985, considerand baza radierului inferior la o adancime de 4.40m fata cotaterenului natural si stratigrafia evidentiata de Studiul geotehnic

In Tabelul de mai jos sunt prezentate valorile capacitatilor portante la compresiuneR (defalcate in capacitate portanta pe baza - Rv si capacitate portanta pe suprafatalaterala - Rl) si smulgere ale baretelor Rsm , in functie de lungimea fisei.

Fisa baretei R v R l R=R v+R l R sm

m kN kN kN kN25.10 8800 7400 16200 4900

28.60 8550 8150 16700 5400

Î

11.Breviar de Calcul- Ansamblu ELI-NP

Documents

Transcript of 11.Breviar de Calcul- Ansamblu ELI-NP