Cursul 4+5 - Constructii Civile - Izolarea Seismica a Bazei

download Cursul 4+5 - Constructii Civile - Izolarea Seismica a Bazei

of 173

Transcript of Cursul 4+5 - Constructii Civile - Izolarea Seismica a Bazei

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    1

    CAPITOLUL 3

    IZOLAREA SEISMICA A BAZEI

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    2

    PARTEA I ASPECTE GENERALE

    I.1. Prezentarea studiului actual al problemei analizate n romnia i n lume De-a lungul timpului s-au nregistrat numeroase cutremure n toat lumea. Majoritatea producnd pagube materiale mari i pierderi de viei omeneti. Cel mai puternic cutremur nregistrat pna n prezent este cutremurul din Chile din data de 22.05.1960, care a avut o

    intensitate de 9.5 i n urma cruia s-au nregistrat 1655 de mori, 3000 de ranii i 2000000 de locuitori au rmas fr adpost.

    Figura 1.1 "Cutremur n Chile" 22 mai 1960 Valdivia M9.5

    Romnia se afla pe lista rilor cu activitate seismic. Principala surs de activitate seismic din Romnia se afl n zona Vrancea. Cutremurul din 26 Octombrie 1802 este considerat ca fiind cel cel mai puternic cutremur din sursa seismic subcrustal Vrancea petrecut pn n ziua de astzi, dar nu si cel mai devastator. Cutremurul cu cele mai mari pagube i daune este considerat cel din 4 Martie 1977, iar cutremurul din Noiembrie 1940 este cel mai mai mare cutremur din sursa seismic subcrustal Vrancea masurat pn n prezent.

    n timp s-au ncercat diverse metode de proiectare i execuie a cldirilor amplasate n zone seismice. Toate metodele au ca principiu de dezvoltare respectarea ecuaiei CAPACITATE>CETIN i au ca scop: evitarea colapsului, evitarea pe ct posibil a degradarilor n elementele structurale i nu n ultimul rnd evitarea pierderilor de viei omeneti.

    Ecuaia CAPACITATEA>CERINA a condus la dou abordri diferite: 1. Abordarea tradiional: pornind de la premiza c n privina cerinei nu se poate interveni. Aceast abordare trateaz strict problema capacitii. 2. Abordarea alternativ: se dorete o reducere a cerinei prin introducerea unor dispozitive mecanice:

    - Izolarea seismic a bazei; - Introducerea unor dispozitive de disipare a energiei, cu scopul de a

    reduce rspunsul seismic i prin urmare, atenuarea daunelor.

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    3

    Figura 1.2 "Cutremur 7 Martie 1977"

    I.1.1. Principii teoretice ale proiectarii tradiionale a cladirilor din beton armat

    Proiectarea tradiional se bazeaz n principal pe creterea capacitii proporional cu cerina i creterea ductilitii. Sructurile sunt proiectate dup principiul "Stlpi puternici grinzi slabe" astfel nct s se dezvolte un mecanism optim de plastificare. Un nivel acceptabil de performana al cladirii, n timpul unei micri seismice, const n capacitatea intrinsec a structurii de rezisten de a absorbi i disipa energie ntr-o manier ct mai stabil i pentru ct mai multe cicluri. Disiparea energiei are loc, de exemplu, n zonele special realizate ale

    grinzilor unde apar articulaii plastice i la bazele stlpilor, elemente cu un rol important, nsa, i n sistemul pentru preluarea ncarcarilor gravitationale. Articulaiile plastice reprezint zone de concentrare a degradrilor care de obicei nu mai pot fi reparate. Ca urmare a faptului c sigurana vieii este asigurat, colapsul structurii este mpiedicat i, nu n ultimul rnd, ca urmare a unor factori economici, orientarea actuala n proiectarea seismica raionala a structurilor nu poate fi nlaturat, ea utilizndu-se pe scara larga att la proiectarea structurilor noi, ct si la consolidarea celor existente.

    n esen proiectarea antiseismic, clasic, a structurilor se bazeaz pe conceptul de cretere a rigiditii si capacitii de rezisten a acesteia mpotriva cutremurelor prin utilizarea de: pereti structurali, contravntuiri, camauiri, aceste metode tradiionale duc ns la acceleraii i deplasri mari pe vertical ale cldirilor. Din aceast cauz componentele adiacente structurii pot suferi pagube majore chiar dac aceasta n ansamblu nu este prea mult afectat, acest lucru nu este admis n cazul n care componentele adiacente sunt mai scumpe dect nsi structura. Construciile care adpostesc utilaje de mare precizie i finee, cum ar fi spitalele, seciile de poliie i pompieri, centrele de comunicaii, centralele electrice (hidro, termo i nucleare) trebuie s rmn operaionale inclusiv dup un cutremur.

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    4

    De asemenea proiectarea tradiionala a cladirilor se bazeaz pe implicarea suprastructurii n preluarea total a forelor i deplasrilor seismice, n scopul evitrii apariiei colapsului local-partial i apoi a colapsului progresiv pana la colapsul general. Implic de obicei elemente structurale robuste care s ofere att rigiditate la deplasri orizontale ct i capaciti de rezisten prin intermediul crora eforturile cerin ale cutremurelor s poat s fie preluate. Aceast metod const n scderea perioadei fundamentale de vibraie.

    Figura 1.3 "Metoda clasic de proiectare/consolidare"

    Figura 1.4 "Metoda de proiectare/consolidare prin izolarea bazei"

    cresterea perioadei fundamentale de vibraie

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    5

    I.1.2. Aspecte teoretice ale proiectrii cu ajutorul izolrii bazei I.1.2.1. Conceptul izolrii bazei Principiul fundamental al izolrii bazei este acela de a modifica rspunsul cldirii astfel nct terenul s se mite sub cldire fr a transmite micarea acesteia. Sistemul ideal ar consta ntr-o separaie total, dar, n realitate, este necesar s existe cteva zone de contact ntre structur i teren.

    Figura 1.5 "Sistemul ideal al izolarii bazei" Figura 1.6 "Sistemul real al izolarii bazei"

    Amplasarea izolatorilor seismici duce la o mrire a flexibiliti bazei n plan orizontal, n scopul creterii perioadei de vibratie, n aa fel nct acceleraia transmis structurii s fie considerabil redusa. Comparnd variaiile deplasrilor i ale forelor ce acioneaz asupra structurii se constat c odat cu schimbarea perioadei de vibraie, la o crestere a deplasarilor la nivelul bazei corespunde o scadere a fortelor ce actioneaza asupra structurii.

    Figura 1.7 "Principiul teoretic al izolrii bazei"

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    6

    Figura 1.8 "Cladire proiectata traditional" Figura 1.9 "Cladire izolat la baz"

    Din figurile de mai sus se poate observa definirea conceptului de izolare a bazei i implicit avantajul structurii izolate: deplasri relative de nivel mai mici, deformatii aproape inexistente, elemente putin solicitate. Datorit rigiditii laterale sczute a stratului de izolare, structura are o perioad fundamental mult mai mare dect perioada fundamental a aceleiai structuri cu baza fix. Creterea perioadei fundamentale a structurii izolate conduce la o reducere semnificativ a acceleraiilor impuse de seism structurii izolate (implicit a forelor). Acest fapt poate fi observat din spectrul elastic al acceleraiilor.

    Figura 1.10 "Spectrul acceleraiilor"

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    7

    Figura 1.11 "Spectrul deplasrilor"

    Analiznd spectrul de deplasri se poate observa c acest salt al perioadei fundamentale a structurii izolate conduce la o cerin de deplasare mult mai mare dect n cazul structurii cu baza fix. Conceptul izolrii bazei nu este chiar nou, spturile arheologice recente indicnd c aceast practic se folosea nca pe vremea vechiului imperiu Persan. Descoperirire fcute in situl arheologic Pasargadae artnd c arhitecii din secolul 6 I.E.N. foloseau un sistem de izolare folosind dou pietre lefuite bine ca aparat de reazem (astfel ncat n timpul seismului casa "glisa" pe cele doua pietre, diminuandu-i fora seismic).

    Figura 1.12 "Sistemul de izolare a bazei folosit in Pasargadae (Iran)"

    Tot in vechiul imperiu Persan s-au mai gsit i vestigii ale unor cldiri a cror fundaie se sprijinea pe un sistem format din 3 iruri de buteni, fiecare ir dispus perpendicular faa de cel adiacent. Astfel se obinea un sistem rudimentar i ieftin al unei izolri la baz n cazul unor seisme.

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    8

    I.1.2.2. Tipuri de izolatori Dispozitivele de izolare seismic sunt clasificate n dou mari categorii:

    Izolatori (posed flexibilitate lateral pentru a realiza izolarea la micri laterale i rigiditate mare pe direcie vertical pentru transferul ncrcrilor gravitaionale):

    Izolatori din cauciuc natural (NRB) Izolatori din cauciuc natural cu miez de plumb (LRB) Izolatori cauciuc sintetic ce posed proprieti de amortizare (HDBR) Dispozitive ce permit alunecarea (SB)

    Amortizori (disipatori de energie cu scopul de a reduce deplasarea relativ a stratului de izolare i de a opri micarea)

    Amortizori hidraulici amortizori vscoi Amortizori din plumb amortizori histeretici Amortizori din oel amortizori histeretici

    A. NATURAL RUBBER BEARRING (NRB) izolatori elastomerici din cauciuc natural

    Figura 1.13 "Izolator din cauciuc natural"

    Figura 1.14 "Izolator din cauciuc natural montat n sit"

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    9

    Proprieti mecanice: Aceti izolatori sunt formai din mai multe straturi de cauciuc natural cu grosimi

    cuprinse ntre 3 i 9 mm, intercalate cu plcute de oel cu grosimi ntre 2.5 i 4.5 mm. Diametrul unui izolator este ntre 500-1550 mm. Principalul parametru care controleaz rigiditatea vertical este coeficientul de form

    S1= D/4tR, unde D este diametrul izolatorului i tr grosimea stratului de cauciuc; valorile uzuale ale lui S1 sunt cuprinse ntre 30 40.

    Raportul ntre diametrul unui izolator i numrul straturilor de izolare, representnd coeficientul de form S2 = D/ntR este aproximativ egal cu 5.

    Modulul de elasticitate transversal poate fi ales ntre 0.4, 0.7 sau 1.1 N/mm. Efortul unitar de compresiune de lung durat variaz ntre 10 i 15 N/mm, iar cel de

    scurt durat variaz ntre 20 i 30 N/mm. Deformaia de forfecare de proiectare este de aproximativ 250-300% (450 -550 mm

    pentru 800 mm diam.), iar deformaia de forfecare ultim, corespunztoare pierderii stabilitii generale, este n mod uzual egal cu 400% (550-800 mm).

    Raportul rigiditilor verticale i laterale 2500-3000 Consolidarea rigiditii laterale dupa deformaii > 300% (6-8 ori)

    Un dezavantaj al acestor tipuri de izolatori ar fi lipsa proprietilor de amortizare, iar n vederea obinerii unei amortizri suplimentare este necesar cuplarea lor cu alte dispozitive cu amortizare

    B. HIGH DAMPING RUBBER BEARINGS (HDRB) - izolatori elastomerici din cauciuc sintetic cu proprieti de amortizare ridicat

    Figura 1.15 "Alctuirea unui izolator din cauciuc cu proprieti de amortizare ridicat"

    Proprieti mecanice: Acest tip de izolatori este similar din punct de vedere al alctuirii cu dispozitivele din

    cauciuc natural. Diferena const n tipul de cauciuc utilizat care prezint proprieti de amortizare superioare.

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    10

    Proprieti de amortizare de pn la 20% din amortizarea critic. Valorile coeficienilor de form S1= D/4tR sunt n general mai mici fa de NRB

    (cuprinse ntre 25 - 35) pentru a obine o proporie mai mare de cauciuc sintetic astfel nct s se ating amortizarea necesar.

    coeficienii S2 = D/nt au valori cuprinse ntre 3 ~ 10. Efortul unitar unitar de compresiune maxim recomandat este de 10 N/mm pentru

    ncrcri de lung durat i cel pentru ncrcri de scurt durat variaz ntre 15 i 20 N/mm, mai reduse n comparaie cu cele corespunztoare NRB.

    Rigiditatea lateral depinde n principal de deformaia transversal maxim, de temperatur i efortul de compresiune.

    Amortizarea echivalent este n jur de 20% pentru valori ale deformaiei transversale de pn la 100%. Avantaje:

    Eficiena ridicat n reducerea impulsului seismic i degradrilor. Capacitate de deformare lateral mare n condiiile unor ncrcri verticale ridicate. Amortizare vscoas ridicat. Capacitate de revenire la poziia iniial. Rigiditate lateral mic permind mrirea foarte mult a perioadei fundamentale.

    Dezavantaje:

    Probleme de stabilitate cnd deplasarea orizontal devine foarte mare. Probleme din cauza mbtrnirii materialului elastomer. Rigiditate lateral mic transpus n practic prin deplasri i pentru ncrcri mici.

    C. LEAD RUBBER BEARINGS (LRB) - dispozitive de izolare de cauciuc cu miez de plumb

    Figura 1.16 "Alctuirea unui izolator din cauciuc cu miez de plumb"

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    11

    Figura 1.17 "Alctuirea unui izolator din cauciuc cu miez de plumb"

    Proprieti mecanice: Dispozitivul este un izolator din cauciuc de tip NRB n care este introdus un miez de

    plumb ce are rolul de a disipa histeretic energia indus. LRB asigur flexibilitatea lateral (datorit proprietarilor elastice ale cauciucului)

    precum i amortizare histeretic (datorit deformaiilor plastice ale plumbului). Limitele pentru efortul unitar de compresiune maxim precum i valorile rigiditii

    verticale sunt similare cu cele corespunztoare NRB. Modelul analitic de calcul folosit uzual este un model biliniar modificat cu coeficienii

    de dependen furnizai de productori n catalogul produselor. Deformaiile maxime de proiectare i ultime sunt 400 500 mm i respectiv 600 700

    mm.

    Fora lateral corespunztoare curgerii este de 100 KN (100 mm diametru miez de plumb)

    Avantaje:

    rigiditate lateral mare iniial (de 10 16 ori mai mare ca rigiditatea lateral post-curgere) asociat unor fore orizontale relativ sczute, produse n general de vnt.

    comportament rigid-plastic al miezului de plumb la ncrcri mici comportament histeretic foarte stabil capacitate mare de amortizare ( = 30%) plumbul are rezistena la oboseal ciclic ridicat

    Dezavantaje:

    probleme de stabilitate cnd deplasarea orizontal devine foarte mare probleme din cauza mbtrnirii materialului elastomer din cauza deformaiilor post elastice suferite de miezul de plumb cauciucul i

    pierde capacitatea de revenire la poziia iniial

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    12

    D. FRICTION PENDULUM BEARINGS (FPB) izolatori cu frecare de tip pendul inversai

    Izolatorii seismici cu frecare sunt probabil printre primele dispozitive propuse pentru

    realizarea decuplrii suprastructurii de infrastructur. Sistemele FPB constau n blocuri de PTFE (politetrafluoretilen) ce alunec pe plci din oel inoxidabil. Principala caracteristic a FPB este rigiditatea lateral iniial mare, care scade semnificativ dup ce este iniiat lunecarea.

    Figura 1.18 "Izolatori cu frecare de tip pendul inversai"

    1 - Placa superioar de ancoraj 2 Suprafaa principal de frecare 3 - Materialul de alunecare 4 - Piesa mobil de articulaie 5 Suprafaa de rotaie de alunecare 6 - Placa inferioar de ancoraj

    Proprietati mecanice:

    Rigiditate iniial foarte mare Rigiditate neglijabil dup iniierea micrii (folosite n conjuncie cu NRB, HDRB,

    LRB)

    n principal adoptate pentru reducerea rigiditii la deplsari mari ale cladirilor izolate. Coeficientul de frecare depinde n general de presiunea vertical i de viteza micrii.

    Avantaje:

    curba histeretic stabil capacitate ridicat de revenire la poziia initial rigiditate mare la ncrcri mici (vnt) reducerea deplasrilor n stadiul ultim datorit frecrii

    Dezavantaje:

    cost ridicat de producie probleme n definirea coeficientului de frecare datorit sensibilitii la coroziune sensibilitate ridicat la ncrcri verticale mari (suprafaa oval se poate deforma) degradarea suprafeelor de glisare dup cteva cicluri de ncrcare.

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    13

    PARTEA A II-A STRUCTURI CU CADRE DIN B.A.

    II. 2. Proiectarea tradiional a cldirilor de beton armat n cadre II. 2.1 Alegerea structurilor pentru analiz

    Pentru prezentul studiu s-a dorit analizarea a nou modele de structuri, diferena ntre ele fiind forma i regimul de nalime. Modelarea structurilor s-a efectuat cu ajutorul programul ETABS astfel:

    S-au realizat 9 modele de analiz pentru suprastructuri cladire form ptrat (cu 3 regimuri de nlime: S+P+14, S+P+9, S+P+4), cldire form dreptunghiular (cu 3 regimuri de nlime: S+P+14, S+P+9, S+P+4), cldire form rotund (cu 3 regimuri de nlime: S+P+14, S+P+9, S+P+4), ncastrarea suprastructurii considerndu-se la cota planeului peste subsolul 1.

    S-au realizat 9 modele de analiz cu aceleai tipuri de cldiri, lund n considerare modelarea interaciunii teren-structur.

    S-au realizat 18 modele de analiz cu aceleai tipuri de cldiri, lund n considerare izolarea bazei, cu izolatori tip LRB i HDRB.

    II.2.2. Date detaliate ale temei

    II.2.2.1. Functiunile cladirilor: Funciune de birouri;

    Terasa: necirculabil.

    II2.2.2. Date generale de alcatuire ale cladirilor: Structura din beton armat monolit

    nchideri si compartimentari: - Pereti cortin - Compartimenri cu perei din gips-carton

    Tehnologia de executie: din beton armat monolit (inclusiv plansee), turnat in cofraje. Se utilizeaz beton de clasa C25/30 n stlpi, grinzi i planee, cu excepia cldirii S+P+14, cu form dreptunghiular, unde se folosete beton de clasa C35/45 n stlpi, grinzi, oeluri PC52 i OB 37.

    II.2.2.3. Caracterizarea amplasamentului i a construciei conform P100-1/2006:

    Localitatea: Bucureti;

    Clasa de importan i de expunere II, =1.2 Condiii seismice (conform P100-1/2006, cap.3):

    - agacceleratia terenului pentru proiectare IMR=100 ani, ag=0.24g; - TC=1.6s;

    Clasa de ductilitate H (cap.5 din P100-1/2006);

    Zona de ncrcare cu zpad C: rezulta s0,k= 2.0kN/m .

    II.2.2.4 Calculul terenului de fundare: Pcov= 370 KPa

    Ks= 45000

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    14

    II.2.2.5. Valori de proiectare ale rezistenelor materialelor:

    Pentru beton C25/30 (Stas 10107/0-90 si NE 012/99) : - fcd=18N/mm, fctd=1.25N/mm.

    Pentru beton C35/45 (Stas 10107/0-90 si NE 012/99): - fcd=22.5 N/mm, fctd=1.45N/mm.

    Pentru otel Pc52: - fyd=Ra=300N/mm;

    Pentru otel OB 37 (in etrieri); - fyd=Ra=210N/mm.

    II.2.2.6. Dimensiuni cldire:

    Fiecare travee are dimensiunea de 5 m, fiecare deschidere are dimensiunea de 5 m, nlimea de nivel pentru etaj este de 3 m, nlimea subsolului este de 3 m, dup cum se poate observa n figurile 3.1, 3.2 i 3.3.

    Fig.1 Seciune nivel curent structura cu P+4 cu form

    ptrat

    Fig. 3.2 Seciune nivel curent structura P+14, forma

    dreptunghiular

    Fig. 3.3 Seciune nivel curent structura P+9, forma

    cilindric

    Principalele reglementri tehnice sub incidena crora se afl acest proiect sunt:

    PI00-2006: Cod de proiectare seismic pentru cldiri STAS 10107/0-90: Calculul i alctuirea elementelor structurale din beton, beton armat

    i beton precomprimat CR0-2005: Cod de proiectare. Bazele proiectrii structurilor n construcii NE012-99: Cod de practic pentru executarea lucrrilor de beton armat CR 1-1-3/2005: Cod de proiectare - Evaluarea aciunii zpezii asupra construciilor STAS 3300/2-85: Calculul terenului de fundare n cazul fundrii directe NP 112-04: Normativ pentru proiectarea structurilor pe fundare direct

    II.2.3. Evaluarea ncrcrilor i predimensionarea elementelor structurale

    II.2.3.1 Evaluarea ncrcrilor gravitaionale

    - Greutate proprie plac: hsl*rc= 0,15 25 = 3.75kN/m; - ncrcarea din pardoseal: hp*p=0.05 22 = 1.2 kN/m; - ncrcarea din atic: ha,ba*ba= 0.9 0.25 25= 5.625kN/m;

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    15

    - ncrcarea din tencuial: 0.03 3 19 0.6= 1.026 kN/m; - ncrcarea din pereti despartitori: 1 kN/m; - ncrcarea din pereti cortin: 1 kN/m; - ncrcarea din tavan fals i instalatii: 0.5 kN/m; - ncrcarea din betonul de pant: 1.2 kN/m; - ncrcarea din izolatii: 0.3 kN/m; - ncrcarea din zapad: Sk=S0k ce ct=1.6 kN/m, unde:

    Ce coeficient de expunere =1 (expunere partial); Ct coeficient termic =1 (acoperisuri cu termoizolatie uzual); S0k valoarea caracteristic a ncrcrii de zapad pe sol= 2 kN/m;

    =0.8 Se noteaz: hsl= nltimea placii; hp = grosimea pardoselii;

    ha = nltimea atic; rc = greutatea specific a betonului armat; p = greutatea specific a pardoselii; ba = ltimea aticului.

    Indentificarea aciunilor i precizarea mrimii acestora

    Se detaliaz proiectarea pentru gruparea actiunilor, respectiv gruparea efectelor structurale ale actiunilor, care contin actiunea seismica cf. CRO-2005 rel. 4.13:

    n

    j

    Gkj1

    = 1*Aek+2,i*Qk,I unde:

    Gk,j = efectul aciunilor permanente j, luat cu valoarea caracteristic Qk,i - este efectul pe structur al actiunii variabile i , luat cu valoarea caracteristic; AEk - valoarea caracteristic a actiunii seismice ce corespunde intervalului mediu de recuren IMR adoptat de PI00-2006 pentru Starea Limita Ultim (ULS) ; 2,i - coeficient pentru determinarea valorii cvasipermanente a actiunii variabile I (Pentru ncrcrile din zpad si cele datorate exploatarii 2 = 0.4) 1- coeficient de important i expunere a cladirii cf. PI00-2006 tabel 4.3.

    II.2.3.2 Predimensionarea elementelor structurale

    In cazul structurilor de beton armat, etapa de predimensionarea a elementelor structurale

    are o importanta crescuta datorita aportului acestora la incarcarile gravitationale si la masa

    cladirii. Criteriile de predimensionare pot fi cele referitoare la conditii de rigiditate (sageti

    admisibile), de ductilitate, sau pot fi cerinte arhitecturale sau tehnologice.

    Predimensionarea plcii

    Predimensionarea s-a facut pe baza criteriilor de rigiditate si izolare fonic. Deschiderile de calcul n cele dou directii, L0 si t0 sunt: L0=6.8m si t0=5.6m.

    P =2 (L0+t0) = 2*(5+5) = 20 m;

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    16

    hsl180

    )(cmP+ (1..2)cm =

    180

    2000=11,11cm;

    40

    L hsl

    35

    L 12.5 cmhsl15 cm.

    Aleg hsl = 15 cm.

    Predimensionarea grinzilor

    n cazul grinzilor, dimensiunile acestora au fost stabilite preliminar considernd criterii de

    rigiditate i arhitecturale.

    Grinda longitudinal cu deschiderea L=5.00 m.

    hwl =(12

    lo

    10

    Lo)=(41,6750) Se propune hwl =50 cm;

    bwl =(3

    wlh 2

    wlh )=(16,6725) Se propune bwl=25cm.

    Grinda transversal cu deschiderea L=5,00 m.

    hwl =(12

    lo

    10

    Lo)=(41,6750) Se propune hwl =50 cm;

    bwl =(3

    wlh 2

    wlh )=(16,6725) Se propune bwl=25cm.

    Predimensionarea stlpilor

    Pentru stlpi, criteriul de predimensionare este acela de a asigura ductilitatea local a stlpilor prin limitarea efortului mediu de compresiune. Codul P100-2006 (paragraful

    5.3.4.2.2) recomand preluarea condiiilor prevzute n STAS 10107/90, prin care se limiteaz valoarea efortului mediu axial la 0.55 n cazul dispunerii unei armturi de confinare suplimentare i la 0.4 n cazurile obinuite. Pentru lucrarea de fa am preferat alegerea unei valori relative mari a efortului de compresiune. Impunerea condiiei de ductilitate necesit evaluarea forei axiale de compresiune i determinarea unei arii de beton necesare stlpului. Stlpii i vor pstra acceai seciune pe nlimea cldirii, pentru a evita variaia rigiditii etajelor, al cror efect nefavorabil au fost pus n eviden prin calcule dinamice i prin degradrile suferite de acest tip de cldiri n timpul cutremurelor din trecut, cum ar fi cel de la Kobe.

    Simbolurile utilizate reprezint: gEd, qEd valoarea de proiectare a incarcarii combinate, permanante sau a componentei cvasipermanente a incarcarii, pentru calcul la actiuni seismice;

    Aaf aria aferenta; Laf lungimea de grinda aferenta stalpului; NEd forta axiala in cazul calculului la actiuni seismice NEd = qEd Aaf ; NEd = gEd Aaf, NEd = qEd Laf ; NEd = gEd Laf , dup caz; forta axial normalizat n gruparea de actiuni seismic, = NEd/(Ac fcd) Ac - aria sectiunii de beton a stlpului;

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    17

    Ac=NEd,tot/fcd

    fcd valoarea de proiectare a rezistentei betonului la compresiune = 18 N/mm2; bc dimensiunea sectiunii normale a stlpului; bc=hc=(Ac,nec)

    1/2

    hc inltimea sectiunii de beton a stlpului ; bc=hc;

    Stlp interior S+P+14 E

    NSi,1 total=3218.5 KN

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    18

    b=d; fcd=18N/mm;

    b>380.72 mm aleg b=d=400 mm. Stlp de col S+P+9 E NSC,2 total= 805.13 KN

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    19

    B. Proiectarea rigiditii la fore laterale

    n conformitate cu P100-1/2006, verificarea deplasrilor relative de nivel se face la dou stri limit, respectiv starea limit de serviciu (SLS) i starea limit ultim (SLU). Elementele structurii care se supun verificrii au dimensiunile stabilite n faza anterioar de predimensionare.

    Verificarea la starea limit de serviciu ( SLS)

    Verificarea la starea limit de serviciu are drept scop meninerea funciunii principale a cldirii n urma unor cutremure, ce pot interveni de mai multe ori n viaa construciei, prin controlul degradrilor elementelor nestructurale i a componentelor instalaiilor aferente construciei. Sub aciunea acestui-cutremur, construcia nu trebuie s-i nceteze activitatea, sau s o reia dup un interval de timp scurt (cteva zile) fr a necesita reparaii sau cu reparaii majore. Elementele structurale trebuie s se comporte n domeniul elastic, sau cu incursiuni n domeniul palstic foarte limitate. Cutremurul asociat acestei stri limit este un cutremur moderat ca intensitate, avnd o probabilitate de apariie mai mare dect cel asociat strii limit ultime (perioada medie de revenire 30 ani).

    Conform PI00-2006 verificarea deplasrilor laterale se face cu relaia:

    drSLS = q dr dra S LS

    drSLS - deplasarea relativ de proiectare la SLS, la nivelul considerat

    - factor de reducere care ine seama de perioada de revenire mai mic a cutremurului considerat n verificrile la SLS, n raport cu cu perioada cutremurului considerat n verificrile la SLU.

    Valoarea factorului este:

    0.4 pentru cldirile ncadrate in clasele I si II de importan

    q - factorul de comportare specific tipului de structur

    dr - deplasarea relativ de nivel, determinat prin calcul static elastic sub ncrcrile seismice de proiectare.

    dra SLS - valoarea admisibil a deplasrii relative de nivel.

    Valorile deplasrilor d r se calculeaz folosind valori de calcul ale rigiditii elementelor structurale conforme cu starea efectiv de fisurare a acestora, funcie de gradul de interaciune ntre elementele structurale i cele nestructurale (compartimentri i nchideri). La aciunea unui cutremur moderat ca intensitate, este de presupus c se pstreaz contactul ntre elementele de nchidere i compartimentare i stlpi i grinzi, practic pe toat lungimea acestora, iar degradrile elementelor nestructurale s fie nesemnificative ca urmare a condiiilor de limitare a deplasrilor laterale impuse la proiectare, n aceste condiii, este justificat considerarea aportului elementelor nestructurale la rigiditatea global a structurii, ntruct nu se pot construi modele riguroase ale conlucrrii structur - elemente de compartimentare, i suficient de simple pentru practica proiectrii, se permite, n mod simplificat, evaluarea global a rigiditii construciei prin considerarea proprietilor de deformaie a seciunilor nefisurate

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    20

    (stadiul I de comportare) a elementelor structurale i neglijarea n compensaie, a aportului elementelor nestructurale.

    In consecin, n cazul considerat n prezentul proiect, valorile dr se determin n ipoteza rigiditii de ncovoiere a elementelor.structurale n stadiul nefisurat.

    (EI)conv = ECIC

    EC - modulul de elasticitate al betonului

    IC momentul de inertie al sectiunii brute de beton

    Valorile admisibile pentru deplasarile relative de nivel pentru cazul in care elementele

    nestructurale (cu cedare fragile) sunt atasete structurii sunt: dra SLS=0.005hs (hs=inalt imea etajului).

    Verificarea la starea limit ultim (ULS)

    Verificarea la starea limita ultima are drept scop evitarea pierderilor de viei omeneti la atacul unui cutremur major, foarte rar, ce poate aprea in viaa unei construcii, prin prevenirea prbuirii totale a elementelor nestructurale. Se urmrete deopotriv realizarea unei marje de sigurana suficiente fata de stadiul cedrii elementelor structurale. Cutremurul asociat acestei stari limita este cutremurul considerat pentru calculul rezistentei la forte laterale a

    structurii cutremurul de cod (IMR=100 ani).

    Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: = c q ,

    - deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismic asociat ULS

    q - factorul de comportare specific tipului de structur =6.75 pentru cldiri n cadre din beton armat

    - deplasarea relativa a aceluiai nivel, determinat prin calcul static elastic sub ncrcri seismice de proiectare

    c- coeficient de amplificare al deplasrilor, care ine seama c pentru T

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    21

    Verificare SLS

    S+P+4 ptrat

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp

    int.

    Stalp

    ext.

    Stalp

    colt Grinda

    1 0.517201 82.2172 1.367 0 50x50 50x50 40x40 25x50

    2 0.517201 1.367 82.2172 0

    3 0.480671 0 0 83.8101

    4 0.163796 10.088 0.2412 0

    5 0.163796 0.2412 10.088 0

    6 0.152466 0 0 10.1664

    7 0.090565 1.553 2.3219 0

    8 0.090565 2.3219 1.553 0

    9 0.084545 0 0 3.8455

    10 0.060419 1.2339 0.4854 0

    11 0.060419 0.4854 1.2339 0

    12 0.056466 0 0 1.6957

    99.5076 99.5076 99.5177

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY5 0.00950 0.001 0.0030 0.0150

    STORY4 0.00840 0.002 0.0046 0.0150

    STORY3 0.00670 0.002 0.0062 0.0150

    STORY2 0.00440 0.003 0.0070 0.0150

    STORY1 0.00180 0.002 0.0049 0.0150

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY5 0.00950 0.0011 0.0030 0.0150

    STORY4 0.00840 0.0017 0.0046 0.0150

    STORY3 0.00670 0.0023 0.0062 0.0150

    STORY2 0.00440 0.0026 0.0070 0.0150

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia X

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    22

    STORY1 0.00180 0.0018 0.0049 0.0150

    S+P+9 patrat

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp int. Stalp ext. Stalp colt Grinda

    1 0.960901 3.111 77.8569 0 60x60 50x50 50x50 25x50

    2 0.960901 77.8569 3.111 0

    3 0.902181 0 0 81.6058

    4 0.31122 1.9135 8.1614 0

    5 0.31122 8.1614 1.9135 0

    6 0.294051 0 0 9.6349

    7 0.17656 1.7495 1.9494 0

    8 0.17656 1.9494 1.7494 0

    9 0.169019 0 0 3.6371

    10 0.118974 0.138 1.8795 0

    11 0.118974 1.8795 0.138 0

    12 0.114574 0 0 1.9712

    96.7592 96.7591 96.849

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY 10 0.03450 0.0012 0.0032 0.0150

    STORY 9 0.03330 0.0020 0.0054 0.0150

    STORY8 0.03130 0.0027 0.0073 0.0150

    STORY7 0.02860 0.0034 0.0092 0.0150

    STORY6 0.02520 0.0038 0.0103 0.0150

    STORY5 0.02140 0.0043 0.0116 0.0150

    STORY4 0.01710 0.0046 0.0124 0.0150

    STORY3 0.01250 0.0048 0.0130 0.0150

    STORY2 0.00770 0.0047 0.0127 0.0150

    STORY1 0.00300 0.0030 0.0081 0.0150

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    23

    S+P+14 ptrat

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp int. Stalp ext. Stalp colt Grinda

    1 1.214158 70.2245 7.9293 0 90x90 90x90 70x70 25x50

    2 1.214158 7.9293 70.2245 0

    3 1.10093 0 0 78.9076

    4 0.384549 3.3088 6.9516 0

    5 0.384549 6.9516 3.3088 0

    6 0.351901 0 0 9.6854

    7 0.210507 0.4374 3.5371 0

    8 0.210507 3.5371 0.4374 0

    9 0.195861 0 0 3.9032

    10 0.136158 1.4144 0.8654 0

    11 0.136158 0.8654 1.4144 0

    12 0.127486 0 0 2.2334

    94.6685 94.6685 94.7296

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY15 0.05670 0.001 0.0038 0.0150

    STORY14 0.05530 0.002 0.0049 0.0150

    STORY13 0.05350 0.002 0.0062 0.0150

    STORY12 0.05120 0.003 0.0078 0.0150

    STORY11 0.04830 0.003 0.0089 0.0150

    STORY10 0.04500 0.004 0.0105 0.0150

    STORY9 0.04110 0.004 0.0116 0.0150

    STORY8 0.03680 0.005 0.0124 0.0150

    STORY7 0.03220 0.005 0.0132 0.0150

    STORY6 0.02730 0.005 0.0140 0.0150

    STORY5 0.02210 0.005 0.0146 0.0150

    STORY4 0.01670 0.005 0.0143 0.0150

    STORY3 0.01140 0.005 0.0135 0.0150

    STORY2 0.00640 0.004 0.0113 0.0150

    STORY1 0.00220 0.002 0.0059 0.0150

    0.0000

    0.0020

    0.0040

    0.0060

    0.0080

    0.0100

    0.0120

    0.0140

    0.0160

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    24

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY 15 0.05670 0.0014 0.0038 0.0150

    STORY 14 0.05530 0.0018 0.0049 0.0150

    STORY 13 0.05350 0.0023 0.0062 0.0150

    STORY 12 0.05120 0.0029 0.0078 0.0150

    STORY 11 0.04830 0.0033 0.0089 0.0150

    STORY 10 0.04500 0.0039 0.0105 0.0150

    STORY 9 0.04110 0.0043 0.0116 0.0150

    STORY8 0.03680 0.0046 0.0124 0.0150

    STORY7 0.03220 0.0049 0.0132 0.0150

    STORY6 0.02730 0.0052 0.0140 0.0150

    STORY5 0.02210 0.0054 0.0146 0.0150

    STORY4 0.01670 0.0053 0.0143 0.0150

    STORY3 0.01140 0.0050 0.0135 0.0150

    STORY2 0.00640 0.0042 0.0113 0.0150

    STORY1 0.00220 0.0022 0.0059 0.0150

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    25

    S+P+4 dreptunghiular

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp int. Stalp ext. Stalp

    colt Grinda

    1 0.5048 0 81.818 0.7706 50x50 50x50 40x40 25x50

    2 0.488901 82.8378 0 0

    3 0.450676 0 0.7821 81.787

    4 0.156581 0 10.5932 0.0651

    5 0.152396 10.5444 0 0

    6 0.139324 0 0.0616 10.5614

    7 0.083515 0 4.202 0.01

    8 0.081954 4.1445 0 0

    9 0.073906 0 0.008 4.2485

    10 0.053449 0 1.9474 0.0009

    11 0.05288 1.9045 0 0

    12 0.047002 0 0.0005 1.9667

    99.4312 99.4128 99.4102

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY5 0.01870 0.0019 0.0051 0.0150

    STORY4 0.01680 0.0033 0.0089 0.0150

    STORY3 0.01350 0.0043 0.0116 0.0150

    STORY2 0.00920 0.0050 0.0135 0.0150

    STORY1 0.00420 0.0042 0.0113 0.0150

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia X

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

    0.0000

    0.0020

    0.0040

    0.0060

    0.0080

    0.0100

    0.0120

    0.0140

    0.0160

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    26

    S+P+9 dreptunghiular

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp

    int.

    Stalp

    ext.

    Stalp

    colt Grinda

    1 0.936859 0 80.6742 0 60x60 60x60 50x50 25x50

    2 0.917682 80.8964 0 0

    3 0.863684 0 0 81.1035

    4 0.302029 0 10.0535 0

    5 0.296549 9.898 0 0

    6 0.279566 0 0 9.6993

    7 0.170103 0 3.7729 0

    8 0.167796 3.7513 0 0

    9 0.158803 0 0 3.7421

    10 0.113355 0 2.085 0

    11 0.112065 2.0695 0 0

    12 0.106014 0 0 2.0659

    96.6152 96.5856 96.6108

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY10 0.02790 0.001 0.0027 0.0150

    STORY9 0.02690 0.002 0.0043 0.0150

    STORY8 0.02530 0.002 0.0059 0.0150

    STORY7 0.02310 0.003 0.0070 0.0150

    STORY6 0.02050 0.003 0.0086 0.0150

    STORY5 0.01730 0.003 0.0092 0.0150

    STORY4 0.01390 0.004 0.0103 0.0150

    STORY3 0.01010 0.004 0.0105 0.0150

    STORY2 0.00620 0.004 0.0103 0.0150

    STORY1 0.00240 0.002 0.0065 0.0150

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY 10 0.03690 0.0013 0.0035 0.0150

    STORY 9 0.03560 0.0022 0.0059 0.0150

    STORY8 0.03340 0.0029 0.0078 0.0150

    STORY7 0.03050 0.0035 0.0095 0.0150

    STORY6 0.02700 0.0041 0.0111 0.0150

    STORY5 0.02290 0.0046 0.0124 0.0150

    STORY4 0.01830 0.0050 0.0135 0.0150

    STORY3 0.01330 0.0051 0.0138 0.0150

    STORY2 0.00820 0.0050 0.0135 0.0150

    STORY1 0.00320 0.0032 0.0086 0.0150

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia X

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    27

    S+P+14 dreptunghiular

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp

    int.

    Stalp

    ext.

    Stalp

    colt Grinda

    1 1.1766 0.0155 77.0709 1.0272 90x90 90x90 60x60 25x50

    2 1.138014 78.4127 0.0141 0.0049

    3 1.080187 0.0029 1.0339 77.7385

    4 0.372386 0.0012 10.1397 0.1291

    5 0.361731 10.0681 0.0008 0.0011

    6 0.344715 0.0013 0.1324 9.6481

    7 0.203639 0 3.9286 0.0557

    8 0.199236 3.9423 0 0.0016

    9 0.191285 0.0017 0.0536 3.8627

    10 0.131572 0 2.2619 0.0245

    11 0.129276 2.2572 0 0.0011

    12 0.124346 0.0012 0.023 2.2188

    94.7041 94.6589 94.7133

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY15 0.04340 0.001 0.0024 0.0150

    STORY14 0.04250 0.001 0.0038 0.0150

    STORY13 0.04110 0.002 0.0046 0.0150

    STORY12 0.03940 0.002 0.0059 0.0150

    STORY11 0.03720 0.003 0.0070 0.0150

    STORY10 0.03460 0.003 0.0078 0.0150

    STORY9 0.03170 0.003 0.0086 0.0150

    STORY8 0.02850 0.004 0.0095 0.0150

    STORY7 0.02500 0.004 0.0103 0.0150

    STORY6 0.02120 0.004 0.0105 0.0150

    STORY5 0.01730 0.004 0.0111 0.0150

    STORY4 0.01320 0.004 0.0111 0.0150

    STORY3 0.00910 0.004 0.0105 0.0150

    STORY2 0.00520 0.003 0.0092 0.0150

    STORY1 0.00180 0.002 0.0049 0.0150

    0.0000

    0.0020

    0.0040

    0.0060

    0.0080

    0.0100

    0.0120

    0.0140

    0.0160

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    28

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY 15 0.05750 0.0014 0.0038 0.0150

    STORY 14 0.05610 0.0018 0.0049 0.0150

    STORY 13 0.05430 0.0024 0.0065 0.0150

    STORY 12 0.05190 0.0029 0.0078 0.0150

    STORY 11 0.04900 0.0034 0.0092 0.0150

    STORY 10 0.04560 0.0038 0.0103 0.0150

    STORY 9 0.04180 0.0043 0.0116 0.0150

    STORY8 0.03750 0.0047 0.0127 0.0150

    STORY7 0.03280 0.0049 0.0132 0.0150

    STORY6 0.02790 0.0052 0.0140 0.0150

    STORY5 0.02270 0.0053 0.0143 0.0150

    STORY4 0.01740 0.0054 0.0146 0.0150

    STORY3 0.01200 0.0052 0.0140 0.0150

    STORY2 0.00680 0.0044 0.0119 0.0150

    STORY1 0.00240 0.0024 0.0065 0.0150

    0.0000

    0.0020

    0.0040

    0.0060

    0.0080

    0.0100

    0.0120

    0.0140

    0.0160

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLS DR.ADM,SLS

    0.0000

    0.0020

    0.0040

    0.0060

    0.0080

    0.0100

    0.0120

    0.0140

    0.0160

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    29

    S+P+4 cilindric

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp int. Stalp ext. Stalp int Grinda

    1 0.623713 0.0036 0.0003 85.0867 50x50 50x50 30x30 25x50

    2 0.610644 9.6772 75.5979 0.0012

    3 0.609957 75.6029 9.6783 0.0026

    4 0.202208 0.0002 0 9.7204

    5 0.199471 1.3648 8.3797 0

    6 0.199243 8.3774 1.3656 0.0002

    7 0.116667 0.0004 0.0001 3.423

    8 0.116416 0.5665 2.7459 0

    9 0.116311 2.7431 0.5661 0.0005

    10 0.082641 0.2587 1.064 0

    11 0.082597 1.0619 0.2584 0

    12 0.081596 0 0 1.3963

    99.6567 99.6563 99.6309

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY5 0.01160 0.001 0.0032 0.0150

    STORY4 0.01040 0.002 0.0057 0.0150

    STORY3 0.00830 0.003 0.0073 0.0150

    STORY2 0.00560 0.003 0.0081 0.0150

    STORY1 0.00260 0.003 0.0070 0.0150

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY5 0.01160 0.0012 0.0032 0.0150

    STORY4 0.01040 0.0021 0.0057 0.0150

    STORY3 0.00830 0.0027 0.0073 0.0150

    STORY2 0.00560 0.0030 0.0081 0.0150

    STORY1 0.00260 0.0026 0.0070 0.0150

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    30

    S+P+9 cilindric

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp int. Stalp ext. Stalp int Grinda

    1 1.107679 0.005 0.0011 82.2516 50x50 50x50 40x40 25x50

    2 1.061937 1.2914 80.6924 0.0018

    3 1.059507 80.7007 1.2914 0.0043

    4 0.363604 0 0 9.392

    5 0.348456 0.6168 9.3478 0

    6 0.347662 9.3447 0.6186 0

    7 0.211861 0 0 3.5319

    8 0.202107 0.3107 3.1933 0

    9 0.201683 3.1917 0.3109 0

    10 0.145454 0 0 1.8816

    11 0.140283 0.1797 1.6446 0

    12 0.14002 1.6432 0.1798 0

    97.2839 97.2799 97.0632

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY10 0.03730 0.001 0.0035 0.0150

    STORY9 0.03600 0.002 0.0059 0.0150

    STORY8 0.03380 0.003 0.0078 0.0150

    STORY7 0.03090 0.004 0.0095 0.0150

    STORY6 0.02740 0.004 0.0111 0.0150

    STORY5 0.02330 0.005 0.0124 0.0150

    STORY4 0.01870 0.005 0.0130 0.0150

    STORY3 0.01390 0.005 0.0138 0.0150

    STORY2 0.00880 0.005 0.0138 0.0150

    STORY1 0.00370 0.004 0.0100 0.0150

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    31

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLS DR.ADMSLS

    STORY 10 0.03740 0.0013 0.0035 0.0150

    STORY 9 0.03610 0.0022 0.0059 0.0150

    STORY8 0.03390 0.0029 0.0078 0.0150

    STORY7 0.03100 0.0036 0.0097 0.0150

    STORY6 0.02740 0.0041 0.0111 0.0150

    STORY5 0.02330 0.0045 0.0122 0.0150

    STORY4 0.01880 0.0049 0.0132 0.0150

    STORY3 0.01390 0.0051 0.0138 0.0150

    STORY2 0.00880 0.0051 0.0138 0.0150

    STORY1 0.00370 0.0037 0.0100 0.0150

    S+P+14 cilindric

    Modal Participating Mass Ratio Conformare structur

    Mode Period UX UY RZ Stalp int. Stalp ext. Stalp int Grinda

    1 1.347702 0.0004 0.0005 78.9033 60x60 60x60 60x60 25x50

    2 1.259554 21.9884 58.121 0

    3 1.25718 58.1262 21.9901 0.0004

    4 0.442943 0 0 9.6006

    5 0.410985 1.6306 8.6454 0

    6 0.410419 8.6437 1.6293 0

    7 0.258541 0 0 3.9256

    8 0.235481 0.5369 3.0131 0

    9 0.235197 3.012 0.5367 0

    10 0.177682 0 0 2.255

    11 0.16237 0.2822 1.6098 0

    12 0.162191 1.6093 0.2821 0

    95.8297 95.828 94.6849

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    32

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLS

    DR.ADM,SLS

    0.0000

    0.0050

    0.0100

    0.0150

    0.0200

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLS DR.ADM,SLS

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    33

    VERIFICARE SLU

    SLU S+P+14 (25X25)

    c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.717138 s

    T(y)= 1.717138 s

    Tc= 1.6 s

    c(x)= 0.31697171

    c(y)= 0.31697171

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 15 0.11340 0.003 0.0189 0.0750

    STORY 14 0.11060 0.004 0.0243 0.0750

    STORY 13 0.10700 0.005 0.0311 0.0750

    STORY 12 0.10240 0.006 0.0392 0.0750

    STORY 11 0.09660 0.007 0.0446 0.0750

    STORY 10 0.09000 0.008 0.0527 0.0750

    STORY 9 0.08220 0.009 0.0581 0.0750

    STORY8 0.07360 0.009 0.0621 0.0750

    STORY7 0.06440 0.010 0.0662 0.0750

    STORY6 0.05460 0.010 0.0702 0.0750

    STORY5 0.04420 0.011 0.0729 0.0750

    STORY4 0.03340 0.011 0.0716 0.0750

    STORY3 0.02280 0.010 0.0675 0.0750

    STORY2 0.01280 0.008 0.0567 0.0750

    STORY1 0.00440 0.004 0.0297 0.0750

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    34

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 15 0.11340 0.0028 0.0189 0.0750

    STORY 14 0.11060 0.0036 0.0243 0.0750

    STORY 13 0.10700 0.0046 0.0311 0.0750

    STORY 12 0.10240 0.0058 0.0392 0.0750

    STORY11 0.09660 0.0066 0.0446 0.0750

    STORY10 0.09000 0.0078 0.0527 0.0750

    STORY9 0.08220 0.0086 0.0581 0.0750

    STORY8 0.07360 0.0092 0.0621 0.0750

    STORY7 0.06440 0.0098 0.0662 0.0750

    STORY6 0.05460 0.0104 0.0702 0.0750

    STORY5 0.04420 0.0108 0.0729 0.0750

    STORY4 0.03340 0.0106 0.0716 0.0750

    STORY3 0.02280 0.0100 0.0675 0.0750

    STORY2 0.01280 0.0084 0.0567 0.0750

    STORY1 0.00440 0.0044 0.0297 0.0750

    SLS - S+P+9 (25X25) c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.358917 s

    T(y)= 1.358917 s

    Tc= 1.6 s

    c(x)= 0.87669092

    c(y)= 0.87669092

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 10 0.06900 0.002 0.0162 0.0750

    STORY 9 0.06660 0.004 0.0270 0.0750

    STORY8 0.06260 0.005 0.0365 0.0750

    STORY7 0.05720 0.007 0.0459 0.0750

    STORY6 0.05040 0.008 0.0513 0.0750

    STORY5 0.04280 0.009 0.0581 0.0750

    STORY4 0.03420 0.009 0.0621 0.0750

    STORY3 0.02500 0.010 0.0648 0.0750

    STORY2 0.01540 0.009 0.0635 0.0750

    STORY1 0.00600 0.006 0.0405 0.0750

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    35

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY10 0.06900 0.0024 0.0162 0.0750

    STORY9 0.06660 0.0040 0.0270 0.0750

    STORY8 0.06260 0.0054 0.0365 0.0750

    STORY7 0.05720 0.0068 0.0459 0.0750

    STORY6 0.05040 0.0076 0.0513 0.0750

    STORY5 0.04280 0.0086 0.0581 0.0750

    STORY4 0.03420 0.0092 0.0621 0.0750

    STORY3 0.02500 0.0096 0.0648 0.0750

    STORY2 0.01540 0.0094 0.0635 0.0750

    STORY1 0.00600 0.0060 0.0405 0.0750

    SLU - S+P+4 (25X25)

    c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.026860 s

    T(y)= 1.026860 s

    Tc= 1.6 s

    c(x)= 1.39553052

    c(y)= 1.39553052

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Veridicarea deplasarii relative de nivel, directia X

    DR,SLU DR.ADM,SLU

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    36

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY5 0.01900 0.002 0.0130 0.0750

    STORY4 0.01680 0.003 0.0201 0.0750

    STORY3 0.01340 0.005 0.0272 0.0750

    STORY2 0.00880 0.005 0.0308 0.0750

    STORY1 0.00360 0.004 0.0213 0.0750

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY5 0.01900 0.0022 0.0130 0.0750

    STORY4 0.01680 0.0034 0.0201 0.0750

    STORY3 0.01340 0.0046 0.0272 0.0750

    STORY2 0.00880 0.0052 0.0308 0.0750

    STORY1 0.00360 0.0036 0.0213 0.0750

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel

    DR,SLU DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    37

    SLU S+P+14 (25X35)

    c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.714026 s

    T(y)= 1.656326 s

    Tc= 1.6 s

    c(x)= 0.32183307

    c(y)= 0.41198918

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 15 0.08680 0.002 0.0122 0.0750

    STORY 14 0.08500 0.003 0.0189 0.0750

    STORY 13 0.08220 0.003 0.0230 0.0750

    STORY 12 0.07880 0.004 0.0297 0.0750

    STORY 11 0.07440 0.005 0.0351 0.0750

    STORY 10 0.06920 0.006 0.0392 0.0750

    STORY 9 0.06340 0.006 0.0432 0.0750

    STORY8 0.05700 0.007 0.0473 0.0750

    STORY7 0.05000 0.008 0.0513 0.0750

    STORY6 0.04240 0.008 0.0527 0.0750

    STORY5 0.03460 0.008 0.0554 0.0750

    STORY4 0.02640 0.008 0.0554 0.0750

    STORY3 0.01820 0.008 0.0527 0.0750

    STORY2 0.01040 0.007 0.0459 0.0750

    STORY1 0.00360 0.004 0.0243 0.0750

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    38

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 15 0.11500 0.0028 0.0189 0.0750

    STORY 14 0.11220 0.0036 0.0243 0.0750

    STORY 13 0.10860 0.0048 0.0324 0.0750

    STORY 12 0.10380 0.0058 0.0392 0.0750

    STORY11 0.09800 0.0068 0.0459 0.0750

    STORY10 0.09120 0.0076 0.0513 0.0750

    STORY9 0.08360 0.0086 0.0581 0.0750

    STORY8 0.07500 0.0094 0.0635 0.0750

    STORY7 0.06560 0.0098 0.0662 0.0750

    STORY6 0.05580 0.0104 0.0702 0.0750

    STORY5 0.04540 0.0106 0.0716 0.0750

    STORY4 0.03480 0.0108 0.0729 0.0750

    STORY3 0.02400 0.0104 0.0702 0.0750

    STORY2 0.01360 0.0088 0.0594 0.0750

    STORY1 0.00480 0.0048 0.0324 0.0750

    SLU S+P+9 (25X35)

    c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.376454 s

    T(y)= 1.350291 s

    Tc= 1.6 s

    c(x)= 0.84929053

    c(y)= 0.89017014

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 10 0.05580 0.002 0.0135 0.0750

    STORY 9 0.05380 0.003 0.0216 0.0750

    STORY8 0.05060 0.004 0.0297 0.0750

    STORY7 0.04620 0.005 0.0351 0.0750

    STORY6 0.04100 0.006 0.0432 0.0750

    STORY5 0.03460 0.007 0.0459 0.0750

    STORY4 0.02780 0.008 0.0513 0.0750

    STORY3 0.02020 0.008 0.0527 0.0750

    STORY2 0.01240 0.008 0.0513 0.0750

    STORY1 0.00480 0.005 0.0324 0.0750

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLU DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    39

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY10 0.07380 0.0026 0.0176 0.0750

    STORY9 0.07120 0.0044 0.0297 0.0750

    STORY8 0.06680 0.0058 0.0392 0.0750

    STORY7 0.06100 0.0070 0.0473 0.0750

    STORY6 0.05400 0.0082 0.0554 0.0750

    STORY5 0.04580 0.0092 0.0621 0.0750

    STORY4 0.03660 0.0100 0.0675 0.0750

    STORY3 0.02660 0.0102 0.0689 0.0750

    STORY2 0.01640 0.0100 0.0675 0.0750

    STORY1 0.00640 0.0064 0.0432 0.0750

    SLU S+P+4 (25X35)

    c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.026860 s

    T(y)= 1.026860 s

    Tc= 1.6

    c(x)= 1.39553052

    c(y)= 1.39553052

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    40

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY5 0.02840 0.003 0.0178 0.0750

    STORY4 0.02540 0.005 0.0296 0.0750

    STORY3 0.02040 0.006 0.0379 0.0750

    STORY2 0.01400 0.008 0.0450 0.0750

    STORY1 0.00640 0.006 0.0379 0.0750

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY5 0.03740 0.0038 0.0225 0.0750

    STORY4 0.03360 0.0066 0.0391 0.0750

    STORY3 0.02700 0.0086 0.0509 0.0750

    STORY2 0.01840 0.0100 0.0592 0.0750

    STORY1 0.00840 0.0084 0.0497 0.0750

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

    0.0000

    0.0100

    0.0200

    0.0300

    0.0400

    0.0500

    0.0600

    0.0700

    0.0800

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    41

    SLU S+P+4 cilindric c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 0.88206338

    T(y)= 0.86358103

    Tc= 1.6

    c(x)= 1.62177596

    c(y)= 1.65065465

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY5 0.02320 0.002 0.0142 0.0750

    STORY4 0.02080 0.004 0.0249 0.0750

    STORY3 0.01660 0.005 0.0320 0.0750

    STORY2 0.01120 0.006 0.0355 0.0750

    STORY1 0.00520 0.005 0.0308 0.0750

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY5 0.02320 0.0024 0.0142 0.0750

    STORY4 0.02080 0.0042 0.0249 0.0750

    STORY3 0.01660 0.0054 0.0320 0.0750

    STORY2 0.01120 0.0060 0.0355 0.0750

    STORY1 0.00520 0.0052 0.0308 0.0750

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    42

    SLU S+P+9 cilindric c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.56649466

    T(y)= 1.50180571

    Tc= 1.6

    c(x)= 0.55235209

    c(y)= 0.65342858

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 10 0.07460 0.003 0.0176 0.0750

    STORY 9 0.07200 0.004 0.0297 0.0750

    STORY8 0.06760 0.006 0.0391 0.0750

    STORY7 0.06180 0.007 0.0473 0.0750

    STORY6 0.05480 0.008 0.0554 0.0750

    STORY5 0.04660 0.009 0.0621 0.0750

    STORY4 0.03740 0.010 0.0648 0.0750

    STORY3 0.02780 0.010 0.0689 0.0750

    STORY2 0.01760 0.010 0.0689 0.0750

    STORY1 0.00740 0.007 0.0500 0.0750

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY10 0.07480 0.0026 0.0176 0.0750

    STORY9 0.07220 0.0044 0.0297 0.0750

    STORY8 0.06780 0.0058 0.0392 0.0750

    STORY7 0.06200 0.0072 0.0486 0.0750

    STORY6 0.05480 0.0082 0.0554 0.0750

    STORY5 0.04660 0.0090 0.0608 0.0750

    STORY4 0.03760 0.0098 0.0662 0.0750

    STORY3 0.02780 0.0102 0.0689 0.0750

    STORY2 0.01760 0.0102 0.0689 0.0750

    STORY1 0.00740 0.0074 0.0500 0.0750

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    43

    SLU S+P+14 cilindric c=3-2,5*

    T/Tc

    T(x)= 1.90593845

    T(y)= 1.78127835

    Tc= 1.6

    c(x)= 0.02197118

    c(y)= 0.21675258

    GSSXNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 15 0.10860 0.002 0.0162 0.0750

    STORY 14 0.10620 0.004 0.0243 0.0750

    STORY 13 0.10260 0.004 0.0297 0.0750

    STORY 12 0.09820 0.005 0.0365 0.0750

    STORY 11 0.09280 0.006 0.0432 0.0750

    STORY 10 0.08640 0.007 0.0486 0.0750

    STORY 9 0.07920 0.008 0.0527 0.0750

    STORY8 0.07140 0.008 0.0567 0.0750

    STORY7 0.06300 0.009 0.0608 0.0750

    STORY6 0.05400 0.009 0.0635 0.0750

    STORY5 0.04460 0.010 0.0648 0.0750

    STORY4 0.03500 0.010 0.0675 0.0750

    STORY3 0.02500 0.010 0.0662 0.0750

    STORY2 0.01520 0.009 0.0635 0.0750

    STORY1 0.00580 0.006 0.0392 0.0750

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, directia Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, X

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    44

    GSSYNP

    Story DEPL DRIFT DR,SLU DR.ADMSLU

    STORY 15 0.10960 0.0024 0.0162 0.0750

    STORY 14 0.10720 0.0036 0.0243 0.0750

    STORY 13 0.10360 0.0044 0.0297 0.0750

    STORY 12 0.09920 0.0056 0.0378 0.0750

    STORY11 0.09360 0.0064 0.0432 0.0750

    STORY10 0.08720 0.0072 0.0486 0.0750

    STORY9 0.08000 0.0080 0.0540 0.0750

    STORY8 0.07200 0.0084 0.0567 0.0750

    STORY7 0.06360 0.0090 0.0608 0.0750

    STORY6 0.05460 0.0096 0.0648 0.0750

    STORY5 0.04500 0.0098 0.0662 0.0750

    STORY4 0.03520 0.0100 0.0675 0.0750

    STORY3 0.02520 0.0098 0.0662 0.0750

    STORY2 0.01540 0.0094 0.0635 0.0750

    STORY1 0.00600 0.0060 0.0405 0.0750

    II.2.5. Calculul i armarea grinzilor

    A. Armarea longitudinal a grinzilor ( x = 25 x 50 cm)

    Momentele ncovoietoare de proiectare pentru grinzi se obin direct din nfsurtoarea combinatiilor de ncrcri.

    Notatii utilizate conform P100-1/2006:

    - : rezistena carcateristic a betonului la ntindere - :valoarea de proiectare a rezistentei la curgere a otelului: 300N/mm

    2

    - : inaltimea efectiva (utila) a sectiunii elementului: 475 mm - 1 : acoperirea cu beton a armaturilor longitudinale la partea inferioara: 25 mm - 2 : acoperirea cu beton a armaturilor longitudinale la partea superioara: 25 mm - : latimea grinzii: 250 mm - : inaltimea sectiunii transversale a grinzii: 500 mm - 1: armatura de la partea inferioara, intinsa, din momente pozitive - 2: armatura de la partea superioara, intinsa, din momente negative - : momentul incovoietor de proiectare rezultat din diagrama infasuratoare - : momentul capabil al grinzii

    0.0000

    0.0200

    0.0400

    0.0600

    0.0800

    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

    DR

    IFT

    NIVEL

    Verificarea deplasarii relative de nivel, Y

    DR,SLU

    DR.ADM,SLU

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    45

    - : procentul minim de armare - : distanta intre axele armaturilor 1si 2: 450 mm

    Armarea la moment pozitiv in camp sectiune T dublu armata

    Deoarece

    |MEd(-)| > |MEd

    (+)|, rezult AS2 > AS1 i

    xu < 2a2 iar 1

    =

    +

    Se alege armtura efectiv AS1AS1nec

    Momentul capabil pentru momente pozitive este obinut cu relaia: MRb = AS1

    fyd

    ds

    Armare la moment negativ: seciune dreptunghiular dublu armat de dimensiuni bw hw Se presupune

    xu = 2a1

    Se calculeaz:

    22 = (

    2) + 1

    22 > < 22 iar 2 =

    Se alege armtura efectiv AS2AS2nec

    Momentul capabil pentru momente negative este obinut cu relaia: MRb

    = AS2

    fyd

    ds

    22 < > 22 iar = (1 1 2

    2)

    2 =

    (2

    )

    3

    Se alege armtura efectiv AS2AS2nec

    Momentul capabil pentru momente negative este obinut cu relaia:

    = (

    2) + 1

    La alegerea armturii longitudinale trebuie respectate conditiile constructive prevazute n STAS10107/0-90. Suplimentar fa de aceste condiii, se recomand dispunerea unei armaturi continue la partea superioar (cel putin 25% din armature total) si ca aria armturii inferioare s fie cel putin 50% din aria armturii superioare. Dispunerea armturii continue este necesar datorit incertitudinii privind zona de moment negativ, zona pe care trebuie continuati clreii.

    B. Armarea transversala a grinzilor Calculul grinzilor la forta taietoare

    Conform filosofiei de proiectare, cedarea la for tietoare este eliminat n orice element structural. Eliminarea cedarilor casante la fort tietoare se face prin dimensionarea elementelor la fortele tietoare maxime posibile ce pot aparea n elementele respective. Valoarea fortei tietoare n grinzi se determin din echilibrul fiecarei deschideri sub ncarcarea gravitational din gruparea seismica i momentele de la extremittile grinzii, corespunzatoare pentru fiecare sens de actiune, formrii articulatiei plastice n grinzi. La fiecare

    sectiune de capt se calculeaz doua valori ale forelor tietoare de proiectare, maxima ,

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    46

    si minima ,, corespunznd valorilor maxime ale momentelor pozitive si negative , care se dezvolt la cele dou extremiti i si i+1 ale grinzii:

    , = , min (1; / ) unde:

    , - moment asociat mecanismului favorabil de plastificare factor de suprarezisten datorat efectului de consolidare a otelului; =1.2

    si sumele valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stalpilor si grinzilor care intra in nod.

    Valoarea trebuie sa corespunda fortei axiale in stalp in situatia asociata sensului considerat al actiunii seismice. Raportul are valori supraunitare.

    Notatii utilizate:

    -As2,stg aria efectiva a armaturii longitudinale din reazemul stang al grinzii, intinsa la moment negativ

    -As1,dr aria efectiva a armaturii longitudinale din reazemul din dreapta al grinzii, intinsa la moment pozititv

    -pld forta echivalenta uniform distribuita pe grinda asociata fortelor gravitationale de lunga durata

    -Lo - lumina grinzii

    -Lcr=1.5 hw zona de la extremitatile grinzilor masurate de la fata stalpului care se considera zone potential plastice sau critice

    -S- distanta dintre etrieri

    -dbL - diametrul minim al armaturii longitudinale

    -p=dbw

    As

    100 procent de armare al armaturii longitudinal intinse din sectiune

    -pe=bws

    Astne

    100 procentul armaturii transversal

    -pe,min- procentul minim de armare tranversala care este egal cu 0.2 % pentru zona

    potential plastica si 0.1 % pentru zona nedisipativa

    -ne- numarul de ramuri de etrieri

    -Ast- aria sectiunii unei ramuri de etrieri

    Succesiunea operatiilor de calcul este urmatoarea:

    VEd,max =2

    Mdb,2Mdb,1 Lopld

    Lo

    VEd,min = - 2

    Mdb,2Mdb,1 Lopld

    Lo

    Q = fctdhwbw

    VEd

    max,2

    ms = 2

    3 Q in zonele critice

    fctd=msfctd

    p=dbw

    As

    100

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    47

    pe=fyd

    ctdf

    p

    Q '2.3

    1002

    =

    bws

    Astne

    100

    Aleg nt si Ast si rezulta s:

    bwpe

    Astne

    100

    -Lcr=1.5 hw zona de la extremitatile grinzilor masurate de la fata stalpului care se considera zone potential plastice sau critice

    In aceste zone, distanta maxima dintre etrieri trebuie sa satisfaca conditia:

    - S min(hw/4; 150 mm; 7dbL) pentru zona potential plastic In afara zonelor dissipative se aplica prevederile STAS 10107/0-90 privind distant minima

    dintre etrieri:

    - Smin(3hw/4; 300 mm; 15dbL) pentru zona nedisipativa -dbL - diametrul minim al armaturii longitudinale

    minim =6 mm si S 100 mm

    n figura 3.4 este prezentat modul de dispunere al armturilor longitudinale i transversale ale grinzilor longitudinale, respectiv transversale. n figur s-au introdus urmtorii parametri: Dp diametrul barelor longitudinale obinute la moment pozitiv n grind, Dn diametrul barelor longitudinale obinute la moment negativ n grind.

    Fig. 3.4 Modul de dispunere al armturii transversale i longitudinale n seciunile de grind

    n structurile P+4, P+9 i P+14

    P+4

    ptrat dreptunghiular cilindric

    Diametre armare

    longitudinal Diametre armare

    longitudinal Diametre armare

    longitudinal

    Nivel D p - cmp Dn- reazem D p - cmp Dn- reazem D p - cmp Dn- reazem

    P 316 325 314 322 316 325

    1 316 325 314 322 316 325

    2 316 325 314 322 316 325

    3 316 320 312 320 316 325

    4 316 320 312 320 316 325

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    48

    P+4

    ptrat dreptunghiular cilindric

    Diametre armare

    transversal Diametre armare

    transversal Diametre armare

    transversal

    Nivel D p/ pas Dn /pas D p/ pas Dn /pas D p/ pas Dn /pas

    P 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    1 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    2 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    3 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    4 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    Tabel 3.1: Diametrele obinute pentru armatura din grinzi la structurile S+P+4E

    P+9

    ptrat dreptunghiular cilindric

    Diametre armare

    longitudinal Diametre armare

    longitudinal Diametre armare

    longitudinal

    Nivel D p - cmp Dn- reazem D p - cmp Dn- reazem D p - cmp Dn- reazem

    P 325 325 325 622 425 625

    1 425 425 325 622 425 625

    2 425 425 325 622 425 625

    3 325 425 325 622 425 625

    4 325 425 325 622 425 625

    5 325 425 325 425 425 425

    6 320 325 320 425 325 425

    7 320 325 320 325 325 425

    8 320 320 320 325 325 425

    9 320 320 320 325 325 425

    ptrat dreptunghiular cilindric

    Diametre armare

    transversal Diametre armare

    transversal Diametre armare

    transversal

    Nivel D p/ pas Dn /pas D p/ pas Dn /pas D p/ pas Dn /pas

    P 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    1 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    2 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    3 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    4 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    5 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    6 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    7 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    8 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    9 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    Tabel 3.2: Diametrele obinute pentru armatura din grinzi la structurile S+P+9E

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    49

    P+14

    ptrat dreptunghiular cilindric

    Diametre armare

    longitudinal Diametre armare

    longitudinal Diametre armare

    longitudinal

    Nivel D p - cmp Dn- reazem D p - cmp Dn- reazem D p - cmp Dn- reazem

    P 425 425+220 422 425+220 625 625

    1 425+220 822 622 625 625 625

    2 425+220 822 622 625 625 625

    3 425+220 822 622 625 625 625

    4 425+220 822 622 625 625 625

    5 425+220 822 622 625 425 625

    6 425+220 822 622 425+220 425 625

    7 425 425+220 425 425+220 425 625

    8 425 425+220 425 425+220 425 425

    9 420 425+220 422 425+220 425 425

    10 420 425 422 425 425 425

    11 420 425 422 425 425 425

    12 416 420 416 420 425 425

    13 420 420 416 420 425 425

    14 420 420 416 420 425 425

    ptrat dreptunghiular cilindric

    Diametre armare transversal Diametre armare

    transversal Diametre armare

    transversal

    Nivel D p/ pas Dn /pas D p/ pas Dn /pas D p/ pas Dn /pas

    P 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    1 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    2 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    3 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    4 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    5 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    6 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    7 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    8 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    9 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    10 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    11 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    12 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    13 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    14 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100 8 /200 8 /100

    Tabel 3.3: Diametrele obinute pentru armatura din grinzi la structurile S+P+14E

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    50

    II.2.6 Calculul i armarea stlpilor

    A. Principiul de proiectare

    Stalpii, conform planului de proiectare, ierarhizarea capacitatii de rezistenta, trebuie sa

    ramana in domeniul elastic, cu exceptia sectiunii de la baza pentru a elimina posibilitatea unei

    cedari casante sau printr-un mecanism local de etaj.

    Daca, in cazul grinzilor, eforturile de calcul pentru dimensionarea la moment

    incovoietor corespund combinatiei de incarcari gravitationale si laterale, in cazul stalpilor

    eforturile de dimensionare pentru armatura longitudinala trebuie sa corespunda mecanismului

    de plastificare global.

    Dimensionarea stalpilor se face amplificand momentele in stalpi pe baza echilibrului

    static in fiecare nod punand conditia ca suma momentelor capabile in stalpi sa fie mai mare

    decat suma momentelor capabile in grinzi pentru a limita domeniul de comportare al stalpilor

    la domeniul elastic.

    B. Armarea longitudinal a stlpilor

    Valorile momentelor incovoietoare si ale fortelor axiale pentru dimesionarea stalpilor

    se determina pornind de la eforturile maxime determinate sin calculul structural sub actiunea

    fortelor laterale si vertical, considerand efectele de ordin 2. Valorile de proiectare ale

    momentelor incovoietoare se stabilesc respectand regulile ierarhizarii capacitatilor de

    rezistenta, astfel incat sa se obtina un mechanism favorabil de disipare a energiei induse de

    seism, cu articulatii plastic in grinzi. Pentru a minimize riscul pierderii stabilitatii la actiunea

    fortelor gravitationale dupa un cutremur puternic, se urmareste a se evita, prin proiectare,

    aparitia articulatiei plastic in stalpi (cu exceptia bazei si eventual a ultimului nivel). Aceasta

    conditie se realizeaza prin amplificarea momentelor rezultate din calculul sub actiunea fortelor

    laterale si vertical in toate sectiunile stalpilor, cu exceptia bazei acestora.

    Relaiile de calcul pentru dimensionarea armturilor longitudinale la stlpii armati simetric sunt:

    - pentru momentele de dimensionare n stlp MEdc=MEdcRd

    = MRb/MEd,b

    Notaii:

    - momentul de proiectare n stalp n seciunea considerat;

    - momentul n stlp n seciunea considerat rezultat din calculul static; MRb - suma momentelor capabile n grinzile din nodul n care se face verificarea; MEd,b - suma momentelor rezultate din calculul static n grinzile din nodul n care se face verificarea.

    - factor care introduce efectul consolidarii otelului in grinzi

    Principial, forta axiala de dimensionare in stalpi trebuie sa corspunda mecanismului de

    plastificare (fortele axiale de calcul trebuei determinate utilizand forta taietoare in grinzi

    asociate mecanismului de plastificare). P100-1/2006 permite in mod simplificat determinarea

    fortei axiale in stalpi din calcul direct, din calcul static sub actiunea fortelor din gruparea de

    incarcari care contine seismul.

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    51

    x u= fcdbc

    N

    Daca x < 2a atunci:

    = ( - N ( / 2)) / ( )

    Daca x > 2a atunci:

    = ( + N d/2 (d 0.5xu)) / ()

    Conditii constructive:

    - min= 12 mm, max = 28 mm; - distanta libera minima intre bare 5 cm; - distanta libera maxima intre bare 20 cm; - pmin= 0.08 %; - pmax= 4 %; - c = 25 mm (minim) sau c 1.2d unde d diametrul maxiam al barelor longitudinale.

    C. Armarea transversal a stlpilor

    Ca si in cazul grinzilor si a tuturor elementelor solicitate la actiunea seismica, cedarea

    prin forta taietoare este eliminata prin proiectare. Eliminarea se face dimensionand elementele

    la forta taietoare maxima ce ar putea sa apara in elementul respectiv.

    Valorile de proiectare ale forelor tietoare se determin din echilibrul stlpului la fiecare nivel, sub momentele de la extremiti, corespunznd, pentru fiecare sens al aciunii seismice, formrii articulaiei plastice care apare n grinzile sau n stlpii conectai n nod.

    VEd =Lcl

    Mdb,2Mdb,1, Lcl=inaltimea libera a stalpului

    Succesiunea operatiilor de calcul este urmatoarea:

    Q = ctdfhwbw

    VEd

    '

    max,

    2

    fctd= fctd(1+0.5d)

    p=dbw

    As

    100

    pe=fyd

    ctdf

    p

    Q '2.3

    1002

    =

    bws

    Astne

    100

    Aleg nt si Ast si rezulta s:

    bwpe

    Astne

    100

    -Lcr=max(1.5 hc ; Lcl/6; 600mm) zone de la extremitatile stalpilor care se considera zone potential plastice sau critice

    hc=cea mai mare dimensiune a sectiunii stalpului

    Distanta maxima dintre etrieri trebuie sa satisfaca conditia:

    - S min(bo/3; 125 mm; 7dbL)

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    52

    bo =latura minima a sectiunii utile(situate in interiorul etrierului perimetral), iar

    dbL este diametrul barelor longitudinal. Pentru sectiunea de la baza stalpului, conditia este

    s6dbL.

    n figura 3.5 este prezentat modul de dispunere al armturilor longitudinale i transversale al stlpilor. n figur s-au introdus urmtorii parametri: Dp diametrul barelor din stlpii cldirilor ptrate, Dd diametrul barelor din stlpii cldirilor dreptunghiulare, Dc diametrul barelor din stlpii cldirilor circulare.

    Fig. 3.5 Modul de dispunere al armturii transversale i longitudinale n stlpi

    P+4

    armare longitudinal

    Nivel D p Dd Dc

    P 420 420 420

    1 420 420 420

    2 420 420 420

    3 420 420 420

    4 420 420 420

    armare transversal

    Nivel D p/pas Dd /pas Dc/pas

    P 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    1 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    2 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    3 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    4 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    Tabel 3.4 Diametrele obinute pentru armatura din stlpi la structurile S+P+4E

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    53

    P+9

    armare longitudinal

    Nivel D p Dd Dc

    P 525 525 525

    1 525 525 525

    2 525 525 525

    3 525 525 525

    4 525 525 525

    5 525 525 525

    6 525 525 525

    7 525 525 525

    8 525 525 525

    9 525 525 525

    armare transversal

    P 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    1 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    2 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    3 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    4 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    5 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    6 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    7 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    8 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    9 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    Tabel 3.5 Diametrele obinute pentru armatura din stlpi la structurile S+P+9E

    P+14

    armare longitudinal

    Nivel D p Dd Dc

    P 528 528 528

    1 528 528 528

    2 528 528 528

    3 528 528 528

    4 528 528 528

    5 528 528 528

    6 528 528 528

    7 528 528 528

    8 528 528 528

    9 528 528 528

    10 528 528 528

    11 528 528 528

    12 528 528 528

    13 528 528 528

    14 528 528 528

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    54

    armare transversal

    Nivel D p Dd Dc

    P 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    1 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    2 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    3 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    4 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    5 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    6 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    7 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    8 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    9 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    10 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    11 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12 12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    12

    /100&10/200

    13 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    14 10 /100/200 10 /100/200 10 /100/200

    Tabel 3.6: Diametrele obinute pentru armatura din stlpi la structurile S+P+14E

    II.2.7. Modelarea interaciunii teren-structur

    S-a optat pentru o fundaie de tip radier. n vederea obinerii eforturilor de dimensionare a radierului, s-a modelat infrastructura cldirii cu ajutorul programului ETABS, considernd o comportare elastic a ansamblului. Pentru a modela comportarea elastic a structurilor, coeficientul seismic a fost amplificat cu 2. Pentru predimensionarea radierului s-a urmrit ca hr>1/8lmax, hr fiind nlimea radierului i lmax distana maxima inter-ax.

    Verificarea radierului la strpungere s-a facut n zonele de rezemare a stlpilor centrali pe radier. Relatia de verificare este urmtoarea: Q

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    55

    - Modelarea terenului pentru o comportare elastic s-a fcut innd seama de ipotezele Winkler (mediu elastic de tip Winkler);

    - Se cunoate coeficientul de deformabilitate de tip Winkler (coeficientul de pat) pentru condiii de comportare static ks (care de principiu reprezint raportul dintre presiunea respectiv tasarea admisibile i c unitate de msur este de tip [F]/[L]);

    - Micarea infrastructurii n terenul de fundare (cele dou translaii orizontale - pe x i y respectiv torsiunea - n jurul axei z) este mpiedicat. Baza se mic odat cu terenul. Aadar rmn libere numai rotirile n jurul axei x respectiv y. Translaia pe axa z este permis numai n sensul de tasare. Pentru modelarea acesteia se folosesc elemente finite LINK de tip GAP,

    introduse n fiecare nod al radierului.

    - Pentru comportarea dinamic a terenului, tranzitorie, conform literaturii de specialitate se consider un coeficient de deformabilitate de tip Winkler kd10ks.

    Ca rezultate, am urmrit tasrile i presiunile efective din radier. Tasrile maxime se pot observa n tabelul de mai jos, n prima coloan, iar n a doua desprinderile maxime.

    Tasri/Desprinderi maxime radier [mm]

    ptrat dreptunghiular cilindric

    P+4 1.1 0.24 1.2 0.31 1.3 0.36

    P+9 1.2 0.31 1.5 0.44 1.6 0.48

    P+14 1.6 0.49 1.8 0.59 2.2 0.61

    Tabel 3.7 Rezultate privind tasrile i desprinderile maxime ale radierului.

    Ca de exemplu, pentru o cldire S+P+14E, form dreptunghiular, n coloana P din tabelul 3.8 sunt trecute forele maxime n noduri (KN), iar n coloana U1Deform, sunt tasrile maxime ale nodurilor n radier. n cazul acestui exemplu, a rezultat o tasare maxim de 1.8mm, respectiv o desprindere maxim de 0,59mm.

    DEPLASAREA MAXIM A RADIERULUI

    Story Point Load P U1Deform R2Deform R3Deform

    BASE 1451 GS2XNP -200.85 -0.0018 -0.00003 0.00051

    BASE 2114 GS2XNP -203.01 -0.0018 -0.00001 0.00054

    BASE 2492 GS2XNP -199.03 -0.0018 -0.00004 0.00057

    BASE 3252 GS2XNP -199.88 -0.0018 -0.00006 0.00058

    BASE 2498 GS2XNP -191.9 -0.0017 0.00001 0.00054

    BASE 3255 GS2XNP -192.27 -0.0017 -0.00006 0.00055

    BASE 3258 GS2XNP -188.68 -0.0017 -0.00001 0.00053

    BASE 3261 GS2XNP -190.91 -0.0017 0.00004 0.00054

    BASE 1445 GS2XNP -182.83 -0.0016 -0.00026 0.00037

    BASE 2104 GS2XNP -169.86 -0.0015 0.00021 0.0004

    BASE 2108 GS2XNP -173.72 -0.0015 0.00002 0.00059

    BASE 2580 GS2XNP -164.53 -0.0015 0.00005 0.00053

    BASE 3320 GS2XNP -169.43 -0.0015 -0.00022 0.0004

    BASE 3340 GS2XNP -169.91 -0.0015 0 0.00054

    BASE 1036 GS2XNP -160.76 -0.0014 0.00036 0.00015

    BASE 2101 GS2XNP -151.89 -0.0014 0.00011 0.00045

    Tabel 3.8 Rezultate privind tasrile i desprinderile maxime ale radierului n structura S+P+14E

  • CURS DE CONSTRUCTII CIVILE 2013-2014 Daniel STOICA

    56

    Fig. 3.6 Sistem structural S+P+14E, form dreptunghiular

    Pentru o cldire P+4, form dreptunghiular, n coloana P din tabelul de mai jos sunt trecute forele maxime n noduri (KN), iar n coloana U1Deform, sunt tasrile maxime ale nodurilor n radier. n cazul acestui exemplu, a rezultat o tasare maxim de 1.2mm, respectiv