GP 003-96

10/19/12 GHID DE PROIECTARE PENTRU PROTECTIA ANTISEISMICA A CLADIRILOR HALELOR INDUSTRIALE PAR…

1/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

GHID DE PROIECTARE PENTRU PROTECTIA ANTISEISMICA A CLADIRILOR HALELOR INDUSTRIALEPARTER CU STRUCTURA METALICA

Indicativ GP 003-96

Cuprins

CAP. I. GHID DE PROIECTARE* DOMENIU DE APLICARE* BAZELE GHIDULUI DE PROIECTARE* NOTATII* DEFINITII* CONCEPTIA DE PROIECTARE. PRINCIPII. CERINTE ESENTIALE. REGULI PRACTICE DE APLICARE. RECOMANDARI DE PROIECTARE* CERINTE ESENTIALE. RECOMANDARI DE PROIECTARE* CALCULUL STRUCTURII* CADRUL TRASVERSAL* CADRUL LONGITUDINAL* SARPANTA ACOPERISULUI* PERETI EXTERIORI LATERALI SI FRONTOANE* BULOANE DE ANCORAJ SI FUNDATII* BIBLIOGRAFIE

CAP. II. COMENTARII* DOMENIU DE APLICARE* BAZELE GHIDULUI DE PROIECTARE* DEFINITII* CONCEPTIA DE PROIECTARE PRINCIPII. CERINTE ESENTIALE REGULI PRACTICE DE APLICARE. RECOMANDARI DE PROIECTARE* CERINTE ESENTIALE. RECOMANDARI DE PROIECTARE* CALCULUL STRUCTURII* CADRUL TRANSVERSAL* CADRUL LONGITUDINAL* SARPANTA ACOPERISULUI

CAP. III.1. EXEMPLUL DE CALCUL 1* STRUCTURA HALEI* INCARCARI* MATERIALE* VERIFICARE CADRU TRANSVERSAL* VERIFICARE CADRU LONGITUDINAL CENTRAL - ax B* EFECTUL TORSIUNII GENERALE

CAP. III.2. EXEMPLU DE CALCUL 2* ANALIZA MODALA PE STRUCTURA REALA* ANALIZA MODALA PE STRUCTURA CONDENSATA* METODA STATICA ECHIVALENTA SIMPLIFICATA (Metoda A din Normativul P 100-92)* ANALIZA COMPARATIVA A REZULTATELOR

CAP. I. GHID DE PROIECTARE

1. DOMENIU DE APLICARE

1.1. Prezentul ghid de proiectare stabileste prevederi de proiectare pentru protectia antiseismica a cladirilor halelor industriale parter cu structurametalica.

Prevederile de proiectare din prezentul ghid se aplica la cladirile halelor industriale parter cu acoperisuri la un singur nivel (fig. 1a) sau cu acoperisul laniveluri diferite (fig. 1b).

1.2. Prevederile din prezentul ghid de proiectare se pot aplica si la protectia antiseismica a unor constructii parter, cum sunt sali de expozitie, sali desport, hangare, magazii, depozite etc., când acestea au o alcatuiere constructiva si o conformare structurala asemanatoare halelor industriale parter cusudura metalica.

[top]

Construct 8D Home Cuprins Cautã < Back


2/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

2. BAZELE GHIDULUI DE PROIECTARE

2.1. Prezentul ghid de proiectare are la baza Normativul P 100-92 ,,Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor de locuinte, social-culturale, agrozootehnice si industriale" si reprezinta o adaptare a prevederilor de proiectare antiseismica din acest normativ la particularitatile halelorindustriale parter cu structura metalica.

Principalele deosebiri în conceptia de alcatuire a structurilor halelor industriale cu structura metalica, în raport cu conceptia de alcatuire a cladiriloretajate, avute, în principal, în vedere în Normativul P 100-92, sunt aratate în fig. 2:

- suprafata redusa în plan - suprafata mare în plan-

- subsol cutie rigida - fundatii individuale

- de regula acelasi sistem structural în cele douaplanuri ortogonale

- structura cadrului transversal difera esentialde aceea a cadrului longitudinal

- stâlpi cu sectiune constanta pe înaltimea unui etaj - stâlpi cu sectiune variabila

- masele actioneaza la nodurile structurii - pe stâlpi, pe lânga masele aplicate lanodurile structurii, la nivelul grinzilor cailor derulare actioneaza suplimentar si mase care,în unele cazuri, pot fi importante

- toate planseele sunt saibe rigide - sarpanta acoperisului este o structuraelastica

2.2. Pentru unele probleme de protectie antiseismica specifice halelor industriale parter cu structura metalica care nu sunt tratate în P 100-92, prezentulghid a luat în considerare prevederi din coduri de protectie antiseismica recente, precum si rezultatele unor cercetari teoretice si experimentaleefectuate în ultimii 3 ani.

[top]

3. NOTATII

În acest capitol sunt date notatiile folosite în mod repetat în cuprinsul prezentului ghid.Pentru notatiile ce apar numai o data se dau explicatii directe lacapitolul respectiv.

A - aria sectiunii transversale

E - modulul de elasticitate

G - greutatea totala a constructiei

- greutatea care actioneaza pe stâlpul k la nivelul 1

- greutatea care actioneaza pe stâlpul k la nivelul 2

h - înaltimea structurii

h1 - înaltinea de la baza stâlpului pâna la calea de rulare

h2 - înaltinea stâlpului deasupra caii de rulare

I - moment de inertie

L - deschidere hala

l – travee

M - moment încovoietor

Mpl - moment încovoietor plastic

Mu - moment încovoietor ultim

N - forta axiala de compresiune sau întindere

Q - forta taietoare

Qpl - forta taietoare plastica

Qu - forta taietoare ultima

R - rezistenta de calcul

Rc - limita de curgere


3/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Rm - rezistenta de calcul medie

S - forta taietoare de baza

S1 - forta taietoare care actioneaza la nivelul 1

S2 - forta taietoare care actioneaza la nivelul 2

- forta taietoare care actioneaza pe stâlpul k la nivelul 1

- forta taietoare care actioneaza pe stâlpul k la nivelul 2

Wel - modulul de rezistenta elastic

Wpl - modulul de rezistenta plastic.

[top]

4. DEFINITII

În spiritul acestui cod unii termeni tehnici au urmatoarele semnificatii:

Articulatie plastica, o zona plastica care se formeaza într-un element structural când se atinge valoarea Mpl. Pentru încarcarile care produc o crestere a

rotirii în articulatie, articulatia plastica pastreaza constanta valoarea momentului plastic Mpl si permite rotiri egale cu acelea ale unei articulatii

mecanice.

Coloana, element structural a carui principala functie în structura este aceea de a transmite încarcarile care actioneaza în lungul axei sale. Solicitareadominanta - efort de compresiune N.

Dimensionare la capacitatea mecanismului plastic (capacity design), concept de proiectare în care toate elementele structurii în afara zonelor plasticpotentiale sunt dimensionate sa lucreze în domeniul elastic la eforturile generate de forta taietoare de baza asociata mecanismului plastic.

Forta taietoare de baza S, forta taietoare care actioneaza la baza structurii, definita prin relatia 5.1 din Normativul P 100-92, în care coeficientul y<1 se

introduce cu valoarea corespunzatoare structurii adoptate.

Grinda, element structural a carui functiune principala în structura este aceea de a transmite încarcari care actioneaza transversal pe axa sa. Încarcarilepot actiona în orice plan care contine axa barei. Solicitarea dominanta este momentul încovoietor M, însotit sau nu de forta taietoare Q.

Grinda scurta, grinda solicitata dominant la forta taietoare Q.

Link , portiune din grinda unei structuri cu contravântuiri prinse excentric la noduri, cuprinsa între doua contravântuiri sau între o contravântuire si stâlpuldin vecinatatea acesteia.

Link scurt, link solicitat dominant la forta taietoare Q.

Link lung, link solicitat dominant la momentul încovoietor M.

Link intermediar, link solicitat la moment încovoietor M si la forta taietoare Q de importanta comparabila.

Mecanism, un sistem capabil sa se deformeze fara o crestere a încarcarii, datorita unor articulatii mecanice sau a unor deformatii plastice.

Mecanismul plastic, mecanism care antreneaza în deformatii plastice întreaga structura.

Mecanism plastic partial, mecanism care se formeaza prin deformatii plastice produse numai într-o anumita zona a structurii.

Mecanism plastic local, mecanism care se formeaza prin deformatii plastice produse numai pe o bara sau la un nod al structurii.

Stâlp (grinda-coloana), element structural a carui principala functie este aceea de a transmite încarcari care actioneaza atât transversal pe axa sa cât siîn lungul axei sale.

Zona plastic potentiala, zona în care se pot dezvolta deformatii plastice.

[top]

5. CONCEPTIA DE PROIECTARE. PRINCIPII. CERINTE ESENTIALE. REGULI PRACTICE DE APLICARE. RECOMANDARI DE PROIECTARE.

5.1. Conceptia de proiectare antiseismica are la baza formarea unui mecanism plastic capabil sa disipeze energie prin deformatii plastice. Mecanismulplastic trebuie sa fie ales, dirijat si controlat prin proiectare.

Pentru realizarea conceptului de protectie antiseismica este necesar ca la proiectare sa se respecte principiile de proiectare si sa se adopte solutiitehnice care sa satisfaca aceste principii.

5.2. Principiile de proiectare antiseismica contin concepte, enunturi, definitii, modele de calcul si stabilesc exigentele lor fundamentale.


4/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Principiile si cerintele lor nu au alternativa si trebuie sa fie integral respectate la proiectare.

5.3. Regulile de aplicare constituie modalitati tehnice de realizare practica a principiilor.

Recomandarile de proiectare reprezinta o alternativa a regulilor de aplicare bazate pe rezolvari tehnice generale acceptate si care au dovedit prinaplicarea lor sau/si prin studii teoretice si experimentale ca respecta principiile si satisfac cerintele lor. Recomandarile de proiectare reprezinta rezolvariminimale ale cerintelor si nu sunt limitative.

La proiectare se pot adopta si alte alternative de aplicare a principiilor de proiectare antiseismica, folosind concepte de alcatuire, modele si metode decalcul precum si rezolvari constructive diferite de cele continute în recomandarile de proiectare din prezentul ghid, cu conditia sa se dovedeasca caaceste solutii respecta principiile si satisfac cerintele lor.

[top]

6. CERINTE ESENTIALE. RECOMANDARI DE PROIECTARE

6.1. La alcatuirea generala a structurii se vor avea în vedere prevederile din Normativul P 100-92 cap. 4 ,,Alcatuirea de ansamblu a constructiilor".

În scopul reducerii efectului torsiunii generale produs de caracterul asincron al actiunii seismice, dimensiunile în plan ale cladirilor între rosturileantiseismice se vor limita la valorile date în Normativul P 100-92. Anexa E, pct. E.2.1.1.

Unele reguli de conformare, specifice halelor industriale parter cu structura metalica, privind alcatuirea cadrelor transversale, a cadrelor longitudinale si asarpantei acoperisului sunt date în prezentul ghid.

6.2. Sub actiunea fortelor seismice orizontale calculate cu forta taietoare de baza S toate elementele structurii si prinderile acestora trebuie sa lucrezeîn domeniul elastic. Forta taietoare de baza S se calculeaza cu relatia 5.1 din Normativul P 100-92, în care coeficientul seismic ks se introduce cu

valoarea de calcul a amplasamentului si coeficientul y<1 se considera cu valoarea corespunzatoare tipului de structura adoptat.

6.3. Pentru seisme care genereaza la baza structurii forte taietoare S mai mari decât forta taietoare de baza S structura trebuie sa fie capabila sadisipeze energie prin deformatii plastice, care sa se dezvolte numai în zone plastice alese, dirijate si controlate prin proiectare.

6.4. În situatiile în care conform pct. 5.8 din Normativul P 100-92 se efectueaza un calcul dinamic neliniar, trebuie îndeplinite urmatoarele conditii:

toate elementele structurii din afara zonelor plastice precum si toate prinderile lor, trebuie sa lucreze esential în domeniul elastic;deplasarile laterale ale structurii trebuie sa îndeplineasca conditia de deplasare relativa ceruta prin Normativul P 100-92 pct. 6.2.4;toate deformatiile plastice din zonele ductile trebuie sa nu depaseasca deformatiile plastice ultime permise de acestea.

6.5. Pentru structurile care îndeplinesc conditiile de conformare cerute la pct. 6.1. din prezentul ghid si în conditiile de la pct. 6.4. se permite ca:

starea de eforturi N, M, Q sa fie determinata pe baza unei forte taietoare de baza Smec asociata unui mecanism plastic, calculata pe baza unei

ecuatii de echilibru la limita conform pct. 5.8.3 din Normativul P 100-92; prin calcul trebuie verificat ca mecanismul plastic corespunzatorechilibrului la limita este cel ales la proiectare; nu sunt admise alte mecanisme plastice în afara mecanismului plastic ales la proiectare;

deplasarile laterale sa fie determinate prin înmultirea deplasarilor elastice calculate cu forta taietoare de baza S cu coeficientul 1/y

.6.6. Prin proiectare trebuie controlat sa nu apara stari ultime de cedare (rasturnarea structurii, pierderea stabilitatii generale sau locale, ruperi fragile)mai înainte de formarea mecanismului plastic.

6.7. În cazul structurilor alcatuite dintr-un ansamblu de substructuri dintre care, pe fiecare din cele doua directii ortogonale, fortele orizontale produse deactiunea seismica pe întreaga structura pe directia respectiva sunt preluate numai de unele substructuri (substructuri antiseismice), în timp ce celelaltesubstructuri preiau numai încarcarile gravitationale care le revin (substructuri gravitationale), acestea din urma trebuie sa lucreze în domeniul elastic lasolicitarile care le revin dintr-un calcul de ansamblu al structurii asociat mecanismului plastic si sa fie capabile sa urmareasca deformarea generala astructurii.

6.8. Disiparea energiei în zonele plastice se poate realiza prin deformatii plastice de încovoiere (articulatii plastice), deformatii plastice de forfecare saudeformatii plastice de întindere.

6.9. Se admit deformatii plastice de încovoiere în articulatiile plastice ale grinzilor structurilor în cadre, la care momentul încovoietor este solicitareadominanta în sectiune. La determinarea valorii momentului plastic trebuie tinut seama de efectul fortei taietoare si/sau de efectul fortei axiale.

Articulatiile plastice trebuie sa se formeze în zone vecine nodurilor, în imediata apropiere a acestora.

Nu se admit articulatii plastice la contactul dintre grinzi si stâlpi.

Se admit articulatii plastice la baza stâlpilor (în afara bazei) si în zona superioara a stâlpilor la legarea acestora cu rigla cadrului (în afara nodului).Fortele axiale în aceste zone trebuie limitate, astfel încât momentul încovoietor sa ramâna solicitarea dominanta în sectiune. Nu se admite formarea dearticulatii plastice pe lungimea stâlpilor.

Nu se admite formarea de articulatii plastice în bare comprimate, cu exceptia diagonalelor structurilor cu contravântuiri centrale la noduri, în care celputin o bara din ansamblul contravânturilor poate prelua singura toata forta taietoare din sectiune si a diagonalelor structurilor cu contravântuiri centralela noduri în V, când acestea fac parte dintr-un sistem dual alcatuit din contravântuiri centrale la noduri si cadre ductile.

În conditiile unei bune conformari se poate accepta ca valoare limita a unghiului de rotire q = 0,03 Rad.

6.10. Se admit deformatii plastice de forfecare în inimile grinzilor din zona de link a structurilor cu contravântuiri prinse excentric la noduri, în care fortataietoare este solicitarea dominanta în sectiune.


5/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

În conditiile unei bune conformari se poate accepta ca valoare limita a unghiului de rotire q = 0,03 Rad.

Nu se admit deformatii plastice de forfecare în nodurile structurii.

6.11. Se admit deformatii plastice de întindere în barele solicitate dominant la eforturi de întindere.

Nu se admit defornatii plastice de întindere în buloanele de ancoraj.

Nu se admit defornatii plastice de întindere în buloanele îmbinarilor cu flanse.

6.12. În zonele plastice, pe lânga prevederile din STAS 10/108/0-78, trebuie respectate urmatoarele conditii:

a. Otelurile folosite trebuie sa satisfaca urmatoarele cerinte:

raportul dintre rezistenta la rupere si limita de curgere sa fie cel putin egal cu 1,2;alungirea specifica la rupere sa fie egala cu cel putin 15%;alungirea specifica la rupere sa fie cel putin de 20 de ori mai mare decât alungirea specifica limitei de curgere;- sa aiba o buna sudabilitate.

Se recomanda ca în zonele plastice limita de curgere a otelurilor folosite sa fie limitata la Rc = 355 N/mm2.

Dintre otelurile de fabricatie româneasca utilizarea otelurilor OL 37-2k si OL 52-3k.

b. Sectiunile barelor trebuie sa fie astfel proportionate în raport cu sectiunile zonelor vecine, încât deformatiile plastice sa fie dirijate catre zonele plasticpotentiale.

c. Dimensiunile si supletea elementelor componente ale sectiunilor trebuie sa corespunda cerintelor clasei I de sectiuni din Normativul P 100-92 tabel8.1. Rezolvarile constructive trebuie astfel alese încât curbele histeretice la solicitari alternante sa fie largi si stabile pentru deformatii plastice mari sicare sa antreneze si zona de autoconsolidare.

d. Pe lungimea zonei plastic potentiale nu se admit modificari ale sectiunii sau practicarea de gauri.

e. Pentru prinderile sudate se recomanda cordoane de sudura din clasele I sau II de calitate, în functie de marimea eforturilor si de ponderea eforturilorde întindere în raport cu cele de compresiune.

f. Pentru prinderile cu suruburi se vor adopta solutii în care buloanele sa lucreze la eforturi normale pe tija lor.

Se recomanda utilizarea suruburilor grupa 8.8 pretensionate conform conditiilor din Normativul C 133-80. Capacitatea ultima a suruburilor se determinatinând seama de solicitarea lor la forfecare si presiune pe gaura. Se recomanda ca cedarea la presiune pe gaura sa preceada cedarea la forfecare. Nuse admit prinderi cu suruburi în care acestea lucreaza la eforturi axiale.

g. Nu se admit solutii de prindere care pot genera fenomene de rupere lamelara.

6.13. Nodurile structurii trebuie sa lucreze în domeniul elastic si sa-si pastreze rigiditatea initiala la deplasari mari ale mecanismului plastic.

6.14. Prinderile barelor la noduri trebuie dimensionate pe baza principiului ,,prinderea este mai puternica decât bara". Se recomanda ca prinderea sa fiedimensionata la eforturi cu 20% mai mari decât capacitatea barei.

6.15. Suruburile de ancoraj trebuie confectionate din oteluri care sa îndeplineasca cerintele de la pct. 6.12.a.

Se recomanda utilizarea suruburilor din grupele de calitate 4.6 si 5.6.

6.16. Fundatiile si suruburile de ancoraj se dimensioneaza la eforturile asociate mecanismului plastic.

6.17. Elementele de constructii din afara zonelor plastice potentiale si prinderile acestora, precum si elementele structurale ale substructurilorgravitationale si prinderile acestora se proiecteaza respectând prevederile din STAS 10/108/0-78. Pentru sectiunea acestor elemente se pot utilizaclasele de sectiuni 2 sau 3, conform Normativului P 100-92, tabel 8.1.

[top]

7. CALCULUL STRUCTURII

7.1. Verificarea structurii. Cerinte. Reguli de aplicare.

7.11. În Normativul P 100-92 se prevad urmatoarele verificari la actiunea seismica:

- o verificare a comportarii elastice a structurii, asociata actiunii unui seism definit prin forta taietroare de baza S calculata cu relatia 5.1. din Normativul

P 100-92, în care coeficientul y<1 se introduce cu valoarea corespunzatoare structurii adoptate (tabel 5.4);

- o verificare a comportarii elasto-plastica a structurii, asociata actiunii unui seism cu o perioada de revenire de 50 ani, definit prin accelerogramaamplasamentului (sau a zonei seismice de calcul) conf. pct. 5.8.3 din P 100-92.

7.1.2. Pentru verificarea comportarii elastice a structurii se recomanda:

a. Cerinte:

- nu se admit deteriorari ale elementelor stucturale;


6/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

- nu se admit deteriorari ale elementelor nestructurale, cu exceptia unor deteriorari locale, inerente caracterului profund aleator al actiunii seismice.

b. Reguli de aplicare în vederea satisfacerii cerintelor

- toate elementele structurale trebuie sa lucreze în domeniul elastic.

7.1.3. Pentru verificarea comportarii elasto-plastice a structurii se recomanda:

a. Cerinte:

- se admit unele detriorari nesemnificative ale elementelor structurale;

- se admit avarii ale elementelor nestructurale;

- dupa seism constructia trebuie sa poata fi reabilitata si adusa la performantele ei initiale, cu costuri si în termene de timp rationale.

b. Reguli de aplicare în vederea satisfacerii exigentelor:

- se admite comportarea elasto-plastica a structurii cu incursiuni în domeniul post-elastic în zone plastice dirijate si controlate prin proiectare;

- deplasarile laterale sunt limitate la o valoare egala cu 1% din înaltimea constructiei (P 100-92, pct. 6.2.4.).

7.2. Încarcari. Grupari de încarcari.

7.2.1. Gruparea de încarcari este cea corespunzatoare relatiei din STAS 10101/OA-77

(1)

7.2.2. Încarcarile permanente Pi din relatia (1) cuprind valorile normate pentru:

- greutatea proprie a elementelor structurale;- greutatea proprie a învelitorii;- greutatea proprie a peretilor exteriori laterali si de fronton;- greutatea proprie a peretilor interiori de compartimentare, în cazul în care acestia sunt legati de structura;- greutatea proprie a ansamblului caii de rulare;- orice alte încarcari provenind din greutatea proprie a unor instalatii, utilaje sau echipamente legate de structura.

7.2.3. Încarcarile cvasipermanente Ci din rel. (1) cuprind valorile normate pentru:

- greutatea proprie a instalatiilor sustinute de sarpanta acoperisului (etaj tehnic);- greutatea proprie a instalatiilor si/sau utilajelor cu pozitie fixa si legate structura;- greutatea depunerilor de praf industrial;- alte încarcari.

7.2.4. (1) Încarcarile variabile Vi din relatia (1) cuprind încarcarile datorate actiunii zapezii si a podurilor rulante, precum si orice alte încarcari provenind

din instalatii, utilaje sau echipamente legate de structura.

(2) Încarcarile produse de actiunea vântului nu se introduc în calculul seismic.

(3) Încarcarile produse de actiunea zapezii se introduc în calcul cu valoarea gz a greutatii de referinta a stratului de zapada (STAS 10101/21-90),

înmultita cu coeficientul de expunere c0 (STAS 10101/21-92) si cu coeficientul încarcarii (g - definit conform tabelelor 4 si 5, STAS 10101/21-92).

(4) Încarcarile produse de actiunea podurilor rulante se introduc în calcul tinând seama de urmatoarele:

a. podurile rulante se considera descarcate, în calcul introducând numai greutatile proprii ale podului si a caruciorului;b. în calcul se iau în considerare toate podurile rulante existente în hala;c. pozitia podurilor rulante în hala se apreciaza de catre proiectant, dar în calcul nu se introduc mai mult de doua poduri rulante într-o sectiunetransversala;d. coeficientul încarcarii din podurile rulante se introduce în calcul cu valoarea ni = 1.

7.2.5. Actiunea seismica E din relatia (1) se introduce în calcul în functie de metoda de calcul folosita:

- cu valori spectrale, calculate pe baza relatiei 5.1 din Normativul P 100-92 în cazul metodei statice echivalente (metoda A) sau a metodei staticeneliniara (metoda SNL).

- cu valori rezultate din integrarea ecuatiilor de echilibru dinamic, în cazul metodelor dinamice liniare (DL) sau neliniare (DNL).

7.3. Metode de calcul

În prezentul ghid se folosesc metodele de calcul indicate în Normativul P 100-92 tabel 6.2 cu urmatoarele precizari:

a. La calculul în domeniul elastic al cadrelor transversale la actiunea seismica asociata fortei taietoare de baza S se introduce un procedeu nou decalcul, bazat pe o analiza modala efectuata pe o structura condensata cu doua grade de libertate. Modul de aplicare practica a procedeului esteprezentat la pct. 8.1.2.3. si Exemplul de calcul 1.

b. La calculul în domeniul post elastic al cadrelor transversale si longitudinale la actiunea unui seism cu o perioada de revenire de 50 ani se foloseste unprocedeu de calcul bazat pe metoda de calcul static neliniar în varianta echilibrului la limita (P 100-92 pct. 5.8.3.). Modul de aplicare practica este


7/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

prezentat la pct. 8.1.2.3. si în Exemplul de calcul 1.

7.4. Dimensionarea si verificarea structurii

În prezentul ghid se adopta metoda dimensionarii (verificarii) elementelor structurale la capacitatea mecanismului plastic (plastic design).

Aceasta metoda are la baza urmatoarele principii:

a. La actiunea seismica asociat fortei taietoare de baza S toate elementele structurii trebuie sa lucreze în domeniul elastic;

b. La actiunea seismului cu o perioada de revenire de 50 ani, disiparea energiei se face numai în zonele plastic potentiale ale unui mecanism plasticales si controlat prin proiectare. Toate celelalte elemente ale structurii trebuie sa lucreze în domeniul elastic la eforturile sectionale generate de o fortataietoare de baza asociata mecanismului plastic, în care valorile ultime Mu sau Qu ale zonelor plastice sunt calculate cu rezistente medii pct. 5.8.2 din

Normativul P 100-92.

[top]

8. CADRUL TRANSVERSAL

8.1. Cadre transversale pentru hale cu poduri rulante si cu acoperisul la acelasi nivel

8.1.1. Conformarea structurii

(1) Modul de alcatuire pentru tipuri de structuri transversale curent utilizate, precum si mecanismele plastice de disipare a energiei care trebuie alese laproiectare sunt date în fig. 3.

(2) Pentru a evita formarea unor mecanisme nescceptate cum sunt cele din fig. 4, de exemplu, se recomanda sa se respecte conditia:

(2)

prin proiectare trebuie controlat, fig. 3, ca în comportarea elasto-plastica mecanisme plastice partiale sau locale neacceptate cum sunt cele din fig. 4 sanu apara înainte de formarea mecanismului plastic acceptat.

8.1.2. Calculul eforturilor si a deplasarilor în domeniul elastic la starea limita.

8.1.2.1. Elemente generale

În prezentul ghid de proiectare se iau în considerare urmatoarele metode de calcul:

a. Analiza modala pe structura reala - Metoda A din Normativul P 100-92;

b. Analiza modala pe structura condensata;

c. Metoda statica echivalenta - Metoda A din Normativul P 100-92 simplificata.

Toate aceste modele au la baza Metoda A din Normativul P 100-92 metoda curenta de proiectare si au în vedere un calcul plan.

În cele ce urmeaza se prezinta schema si relatiile de calcul ale metodei A:

(1) Se calculeaza forta taietoare pe baza conventionala de calcul S cu relatiile 5.1 si 5.2 din Normativul P 100-92, care pentru modul fundamental devibratie poate fi scrisa sub forma directa:

(3)

Coeficientul a (coeficient de importanta a constructiei), se ia direct din tabelul 5.1 din Normativul P 100-92 si tine seama de importanta constructiei.

Coeficientul k, (coeficient functie de zona seismica de calcul a amplasamentului), se ia direct din tabelul 5.3 din Normativul P 100-92.

Coeficientul b (coeficient de amplificare dinamica), se determina cu ajutorul diagramei din fig. 5.3 din Normativul P 100-92 si depinde de perioada

fundamentala de vibratie T, care trebuie calculata.

Coeficientul y (coeficient de reducere a efectelor actiunilor seismice tinând seama de ductilitatea structurii), se ia direct din tabelul 5.4 din Normativul P

100-92 si depinde de tipul de structura adoptat.

Coeficientul e (coeficient de echivalenta), se calculeaza cu relatia;

(4)

în care uk sunt vectori proprii care trebuie determinati.

În relatia (3) G este rezultanta încarcarilor gravitationale.

(2) Se distribuie forta taietoare de baza conventionala de calcul S la toate nivelele cu relatia 5.9. din Normativul P 100-92.


8/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(5)

Cunoscând fortele orizontale Sk se pot calcula valorile eforturilor sectionale N, M, Q si deplasarile orizontale De.

Aceasta schema generala de calcul este valabila pentru toate cele 3 metode de calcul enuntate. Deosebirile dintre aceste metode constau în modul în

care se determina perioada proprie în modul fundamental de vibratie T si coeficientul e, (care conditioneaza calculul fortei taietoare de baza S) precum

si în modul în care se face distributia acestor forte.

În Exemplul de calcul 1 se poate urmari tehnica de calcul privind structura unei hale industriale în ansamblul ei (cadrul transversal, cadrul longitudinal sisarpanta acoperisului).

În exemplul de calcul 2 se poate urmari tehnica de calcul a cadrului transversal în cele 3 metode si se pot compara rezultatele.

8.1.2.2. Analiza modala pe structura reala - Metoda A din Normativul P 100-92.

Aceasta metoda poate fi folosita în toate cazurile si este o metoda exacta privind valorile caracteristicilor dinamice ale structurii.

Calculul se efectueaza cu ajutorul unui program de calcul, care furnizeaza direct valorile perioadei proprii T, forta taietoare de baza S, distributia

acesteia (fig. 5c) precum si valorile eforturilor N, M, Q si a deplasarilor Do.

8.1.2.3. Analiza modala pe structura condensata

Aceasta metoda poate fi folosita în toate cazurile cu o precizie suficienta pentru proiectarea curenta.

Calculul are la baza o analiza modala care se conduce pe baza structurii condensate din fig. 5b.

Schema de calcul este urmatoarea:

(1) se determina structura condensata din fig. 5b, calculând:

G = G1 + G2

Aceasta schema este aceeasi, indiferent de tipul legaturilor dintre stâlpi si rigla cadrului (fig. 3):

- articulata (fig. 3a)- încastrata (fig. 3b)- rigida (fig. 3c)

(2) se calculeaza coeficientii:

l = h1/h

n = I2/I1

g = G2/G1

(3) se calculeaza perioada proprie în modul fundamental de vibratie T functie de tipul legaturilor dintre stâlpi si rigla cadrului:

a. pentru hala cu legaturi articulate:

(6)

în care: d11 = a1h3/3EI1 (cm/t)

coeficientii si a1 se iau din tabelul 1 pentru structuri cu stâlpi legati articulat cu rigla.

b. pentru hala cu legaturi încastrate sau rigide:

(7)

în care: d11 = h/12EI1B (cm/t)

coeficientii si B se iau din tabelul 2 pentru structuri cu stâlpi legati rigid sau încastrati.


9/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(4) cunoscând valoarea perioadei fundamentale T se determina coeficientul b cu ajutorul diagramei din Normativul P 100-92 fig. 5.3.

(5) se determina coeficientul e direct din tabelul 1, respectiv tabelul 2.

(6) se calculeaza forta taietoare de baza S cu relatia (3).

(7) se calculeaza fortele de nivel S1 si S2 (fig. 5c) cu relatiile:

S1 = d1S (8)

S2 = d2S (9)

în care coeficientii d1 si d2 se iau din tabelul 1, respectiv tabelul 2.

(8) Se distribuie fortele de nivel S1 si S2, indiferent de tipul legaturii între stâlpi si rigla cadrului, cu relatiile:

(10)

(11)

(9) cunoscând fortele si se calculeaza eforturile sectionale N, M, Q si deplasarile Do. Calculul se poate face cu ajutorul unui program de calcul,

pe aceeasi schema pe care au fost efectuate calculele pentru gruparea de încarcari fundamentale, sau manual (pentru structura cu stâlpii articulati înrigla cadrului - fig. 3a - calculul manual este foarte simplu).

8.1.2.4. Metoda statica echivalenta - Metoda A din Normativul P 100-92 ANEXA B simplificata.

Aceasta metoda poate fi aplicata cu o suficienta precizie pentru necesitatile practicii curente de proiectare când G1/G2 0,5 si h1 0,4h

Schema de calcul, aceeasi indiferent de tipul legaturii stâlpi-rigla cadrului, este urmatoarea:

(1) se calculeaza perioada proprie cu relatia din Normativul P 100-92 Anexa B, tabel B.2:

(12)

în care dn este deplasarea în cm la nivelul riglei cadrului, calculata cu forte si aplicate orizontal.

Din figura 5.3 din Normativul P 100-92 rezulta coeficientul b în functie de perioada proprie de vibratie T calculata cu relatia (12).

(2) se calculeaza coeficientul e cu relatia (4), în care vectorii proprii uk se înlocuiesc cu înaltimile hk. Rezulta:

(13)

(3) se calculeaza valoarea fortei taietoare de baza S cu relatia (3).

(4) se distribuie forta s (fig. 5c) cu relatiile:

(14)

(15)

(5) cunoscând fortele si se calculeaza eforturile sectionale N, M, Q si deplasarile Do.

8.1.3. Calculul eforturilor si a deplasarilor în domeniul post elastic.

8.1.3.1. Elemente generale.

În prezentul ghid se iau în considerare urmatoarele metode de calcul:

a. Analiza dinamica neliniara plana - pct. 5.8.2. din Normativul P 100-92 - Metoda DNL (tabel 6.2);

b. Analiza static neliniara. Echilibru la limita - pct. 5.8.3. din Normativul P 100-92 - Metoda SNL (tabel 6.2);

În ambele metode este necesar:

- sa se respecte reguli de conformare a zonelor plastic potentiale.

- momentele plastice în zonele potential plastice sa fie introduse cu valorile lor ultime Mu, calculate cu rezistente medii - Normativul P 100-92 pct. 5.8.2.

8.1.3.2. Reguli de conformare a zonelor plastic potentiale. Calculul momentelor plastice ultime Mu calculate cu rezistente medii conform pct. 5.8.2. din

Normativul P 100-92.


10/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(1) Regulile de conformare si valorile momentelor plastice ultime Mu au în vedere necesitatea de a permite ca în zonele plastic potentiale sa se poata

dezvolta deformatii plastice mari pâna în zona de autoconsolidare.

(2) Rezistentele în zona de autoconsolidare pot fi calculate cu valori medii Rm determinate cu relatia:

Rm = 1,3R (16)

în care: R este rezistenta de calcul.

Pentru otelurile OL 52 rezulta:

OL 37 Rm = 1,2 x 220 N/mm2

OL 52 Rm = 1,3 x 315 N/mm2

(3) Momentele plastice ultime Mu se pot calcula cu relatiile:

a. pentru grinzile cadrelor cu inima plina, cu sectiune dublu T simetrica, când este respectata conditia:

q 0,5Qp = 0,5t1h10,6R (17)

în care:

t1h1 - grosimea respectiv înaltimea inimii

Qp - forta taietoare calculata cu rezistenta de calcul R1 = 0,6R

Mu = WplRm (18)

în care: Wpl este modulul de rezistenta plastic.

b. pentru stâlpii cu inima plina cu sectiunea dublu T simetrica:

b.1. când n 0,15 AR

în care N este forta axiala de compresiune calculata în domeniul elastic, iar A este aria sectiunii:

Mu = WplRm

b.2. când 0,15 AR < N < 0,3 AR

momentul încovoietor Mu,N care tine seama de efectul fortei axiale se poate deduce din relatia:

N / Nu + Mu,N / Mu = 1 (19)

în care: N - forta axiala calculata în conditiile de la pct. b.1.

Nu = ARm

Mu = WplRm

(4) Regulile de conformare a zonelor plastice potentiale de pe riglele cu inima plina a cadrelor au în vedere mentinerea rigiditatii nodului de cadru siasigurarea conditiilor de dezvoltare a unor deformatii plastice mari în zona plastic potentiala. În acest sens este necesar:

- sa se realizeze coltul de cadru în uzina, având lungimea l1 = (0,8 + 1,0)hg (în care hg este înaltimea grinzii), dimensionat în domeniul elastic la un

moment încovoietor egal cu 1,2M, în care M este momentul asociat mecanismului plastic;

- în continuarea portiunii rigide sa se realizeze pe o lungime I2 egala cu (1,5 ÷ 2)hg zona plastic potentiala cu clasa de sectiuni 1, prinsa de zona rigida

cu buloane de înalta rezistenta grupa 8.8 (în conditiile din Normativul P 133-82);

- la încheierea zonei plastice potentiale sa se fixeze lateral atât talpa superioara a grinzii printr-o legatura laterala astfel încât sa fie îndeplinita conditia:

l1 / it < 40

în care:

it - raza de giratie a talpii grinzii egala cu 0,29bt, în care bt este latimea talpii;

l1 - distanta între barele de legatura laterala.

- verificarea la forta taietoare a panoului nodului grinzii cu inima plina se face cu relatia:

(20)


11/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

în care:

Qu - forta taietoare asociata momentelor plastice ultime

hg, hs - înaltimea sectiunii grinzii, respectiv astâlpului

bs - latimea talpii stâlpului

ts - grosimea talpii stâlpului

t - grosimea placii în nod.

- grosimea t a placii panoului în nod sa îndeplineasca conditia:

t (hig + his) / 90

în care:

hig - înaltimea inimii grinzii

his - înaltimea inimii stâlpului

(5) Regulile de conformare a zonelor plastic potentiale de la baza si zona de capat a stâlpilor au în vedere realizarea conditiei ca momentul încovoietorsa fie solicitarea dominanta în sectiune si limitarea efectelor de stabilitate din forta axiala si din moment încovoietor.

În acest sens se recomanda sa se îndeplineasca urmatoarele conditii:

- forta aiala de compresiune N, calculata în domeniul elastic, sa fie limitata la cea mai mica dintre valorile F 0,3ar si n A1R1 în care A1 si A sunt aria

toatala a sectiunii, respectiv aria inimii sectiunilor stâlpilor cu inima plina dublu simetrice;

- coeficientul de flambaj F în planul cadrului sa respecte conditia F > 0,80

- coeficietul Fg privind stabilitatea laterala a grinzii sa respecte conditia Fg > 0,80.

8.1.3.3. Analiza dinamica neliniara plana - pct. 5.8.2 din Normativul P 100-92 - Metoda DNL (tabel 6.2).

Aceasta metoda de calcul se poate aplica pentru toate structurile.

Calculul se efectueaza cu ajutorul unui program de calcul.

Se introduc: structura cu caracteristicile ei geometrice si sectionale, modulul de elasticitate E, masele cu valori si pozitii, momentele plastice ultime Mu

si accelerograma amplasamentului sau a zonei.

Programul furnizeaza direct:

- o înfasurare a valorilor maximale N, M, Q în toate elementele structurale:

- deplasarile D;

- succesiunea formarii articulatiilor plastice la intervale de timp;

- formarea sau nu a mecanismului plastic global.

8.1.3.4. Analiza static neliniara. Echilibrul la limita - pct. 5.8.3. din Normativul P 100-92 - Metoda SNL (tabel 6.2)

Aceasta metoda de calcul se poate aplica cu o suficienta precizie pentru proiectare, când sunt îndeplinite conditiile de la pct. 6.5.

schema de calcul este data în fig. 6a

(1) se încarca structura cu forte h (fig. 6a) în care h este un multiplicator, iar sunt fortele seismice orizontale calculate în domeniul elastic cu

forta taietoare de baza S (pct. 8.1.2).

(2) se da o rotire virtuala q compatibila cu structura (fig. 6b)

(3) se scrie conditia de echilibru a lucrului mecanic virtual, în care:

Lext = Lint (21)

(22)

(23)

Întroducând (22) si (23) în (21) se obtine coeficientul h.


12/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

pentru structura din fig. 6a:

(24)

pentru structura din fig. 5; cu , din fig. 4a:

(25)

(26)

Introducând (25) si (26) în (21) se obtine:

(27)

(4) cu fortele h se calculeaza eforturile sectionale N, M, Q, asociate mecanismului plastic.

(5) deplasarile asociate mecanismului plastic se calculeaza cu relatia:

D = hDq (28)

în care: Dq este deplasarea elasita determinata cu fortele .

8.1.4. Dimensionarea si verificarea structurii.

8.1.4.1. În cazul în care se face o analiza dinamica neliniara pct. 8.1.3.3. sau static neliniara pct. 8.1.3.4.:

(1) Dimensionarea (verificarea) sectiunilor din zonele potential plastice se face în domeniul elastic la solicitarile asociate actiunii fortei taietoare de bazaS. Pentru sectiuni se face o predimensionare.

(2) Pe baza calculului postelastic efectuat la pct. 8.1.3.4. (4) se verifica conditia ca toate celelalte elemente ale structurii, în afara zonelor plasticpotentiale sa lucreze în domeniul elastic la eforturile asociate mecanismului plastic. În cazul în care este necesar se vor face corectii ale sectiuniloralese la pct. (1) pentru ca aceasta conditie sa fie îndeplinita.

8.1.4.2. În cazul în care nu se face o analiza neliniara dimensionarea tuturor sectiunilor se face în domeniul elastic la solicirarile asociate fortei taietoarede baza Si conform P 100-92.

8.1.4.3. Conditia de limitare a deplasarilor laterale se verifica cu relatia:

D = 0,01h (29)

în care: h - înaltimea stâlpului

Deplasarea D din relatia (29) se determina astfel:

- în cazul în care se efectueaza o analiza dinamica neliniara pe baza unui program de calcul, pct. 8.1.3.3., deplasarea D este data direct de program;

- în cazul în care se efetueaza o analiza statica neliniara, pct. 8.1.3.4., deplasarea D este data de relatia (28);

- în cazul în care nu se efectueaza o analiza neliniara deplasarea D se calculeaza cu relatia:

D = De / y (30)

conform Normativul P 100-92 pct. 6.2.4., în care De este deplasarea calculata cu forta taietoare de baza S - relatia (3).

8.2. Cadre transversale pentru hale fara poduri rulante si cu acoperisuri la acelasi nivel

8.2.1. Calculul eforturilor si al deplasarilor în domeniul elastic:

(1) se calculeaza forta taietoare de baza S cu relatia (3) în care b este asociat perioadei de fundamentare t calculata cu relatia (12), iar = 0 si e = 1;

(2) cu forta S aplicata la nivelul riglei cadrului se calculeaza eforturile sectionale N, M, Q si deplasarea De la nivelul riglei cadrului.

8.2.2. Calculul eforturilor si a deplsasarilor în domeniul post elastic:

(1) Valoarea coeficientului de amplificare h rezulta direct din aplicarea relatiei (27), care în acest caz devine:

(31)

(2) Regulile de conformitate de la pct. 8.1.3.2. sunt valabile.


13/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

8.2.3. Dimensionarea (verificarea) structurii se face conform pct. 8.1.4.

8.3. Cadre transversale pentru hale cu poduri rulante si acoperisuri la nivele diferite

pentru structura din fig. 7a se efectueaza urmatorul calcul de control al conformarii structurii:

(1) toate greutatile reale G1 se transforma în greutati echivalente aplicate la nivelul halei 1 cu ajutorul relatiilor:

G1,e = G1 + 2G1,a(h2 / h)2 (32)

G2,e = G2(h2 / h)2 (33)

(2) se calculeaza excentricitatea e (fig. 7b) cu relatia:

(34)

(3) în cazul în care este respectata conditia:

e 0,15L1 (35)

structura se calculeaza ca un ansamblu pe baza schemelor de la pct. 8.1.

(4) în cazul în care conditia (35) nu este respectata este necesar sa se respecte modele si procedee de calcul care sa reflecte comportarea spatialaglobala a structurii sau tronsonarea prin rosturi antiseismice, conform Normativul P 100-92 pct. 4.

(5) dimensionarea (verificarea) se face conform pct. 8.1.4.

[top]

9. CADRU LONGITUDINAL

9.1. Cadre logitudinale pentru hale cu poduri rulante

9.1.1. Conformarea structurii.

pentru cadrul longitudinal din fig. 8a, cu larga utilizare în practica de proiectare, este necesar sa se asigure conditia realizarii unei structuri dualeformate din ansamblul sirului de stâlpi si din portal, pentru ca în eventualitatea ca portalele ies din lucru sirul de stâlpi sa poata prelua o parte din fortataietoare de baza S data de relatia (3), conform normativul p 100-92, pct. 5.3.11. (fig. 8);

În acest sens se recomanda:

- partea superioara a structurii, deasupra grinzii caii de rulare, sa fie proiectata ca o structura rigida (diagonalele si celelalte elemente trebuiedimensionate astfel încât sa nu flambeze înainte de formarea mecanismului plastic), conform Normativul P 100-92, pct. 5.3.1.1.

- sectiunea, stâlpului sub calea de rulare sa aiba o forma adecvata pentru a putea transimite momente încovoietoare care actioneaza în planul cadruluilongitudinal (fig. 8b).

în aceste conditii calculul structurii din fig. 8a poate fi efectuat pe schema simplificata din fig. 8b, în care întreaga forta orizontala seismica S + S1 + S2

se considera ca actioneaza la nivelul grinzii caii de rulare.

Forta seismica S se distribuie celor doua substructuri (sir de stâlpi si portal) proportional cu rigiditatile acestora. În cazul unor portale rigide cum estecel din fig. 8a, se poate ajunge la situatia în care portalul singur preia practic toata forta S.

Pentru a evita situatia în care întreaga siguranta a structurii depinde de un singur element structural (portal) se ia o masura suplimentara de sigurantaprin prevederea ca sirul de stâlpi singur sa poata prelua 25% din forta S.

9.1.2. Calculul eforturilor si al deplasarilor în domeniul elastic.

9.1.2.1. În prezentul ghid de proiectare se ia în considerare urmatoarele tipuri de portale:

- cu contravântuiri centrale la noduri în V

- cu contravântuiri centrale la noduri în X

- cu contravântuiri K prinse excentric la noduri

Pentru toate tipurile der portal schema de calcul este aceea din fig. 8b.

9.1.2.2. Structuri cu portale cu vontravânturi centrate la noduri în V

(1) Calculul rigiditatii sirului de stâlpi.

Rigiditatea sirului de stâlpi se determina cu relatia:


14/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(36)

în care:

nst - numar de stâlpi

I - momentul de inertie al unui stâlp în raport cu axa y-y (fig.8b).

(2) calculul rigiditatii portalului (fig. 9) se realizeaza cu relatia:

Rp = 1 / d11 (37)

în care:

d11 = 2n2 · ld / EA - deplasare unitara

n = 1 / 2cosa- efortul în diagonala produs de forta unitara

Id, A - lungimea si aria sectiunii diagonalei portalului

(3) Perioada proprie T în modul fundamental de vibratie a structurii se determina cu relatia:

(38)

în care:

(4) Forta taietroare de baza S se calculeaza cu relatia (3):

S = aksbyeG

în care:

b - coeficientul de amplificare dinamica, care se introduce conform P 100-92, fig. 5.3 în functie de perioada T calculata cu relatia (38)

y = 0,4 - conform P 100-92, tabelul 5.4.

e > 1

(5) Distributia fortei taietoare de baza S la substructura sirului de stâlpi si substructura portalului (fig. 8c) se face cu relatiile:

Sst = S · Rst / (Rst + Rp) (39)

Sp = S · Rp / (Rst + Rp) (40)

(6) Calculul deplasarile elastice se face cu relatia:

De = Sp · d11 (41)

9.1.2.3. Structuri cu portale cu contravântuiri centrate la noduri în X.

Calculul se conduce pe baza relatiilor date la pct. 9.1.2.2., în care relatia (37) de calcul a rigiditatii portalului (fig. 10) deplasarea unitara d11, se

introduce cu valoarea:

d11 = n2ld / EA (42)

în care:

n = 1 / cosa - efortul în diagonala produs de forta unitara.

9.1.2.4. Structuri cu portale cu contravântuii în K prinse excentric la noduri fig. 11:

se recomanda utilizarea portalelor (fig.11) cu link scurt, cu sectiune dublu T simetrica, caracterizat prin relatia:

e 1,6Mpl / Qpl (43)

în care:

epl - lungimea linkului

Mpl - momentul plastic al linkului calculat cu relatia:


15/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Mpl = WplR

Qpl - forta taietoare plastica calculata cu relatia:

Qpl = ti · hi · 0,6T

În aceste conditii, calculul este identic cu cel de la pct. 9.1.2.2., acceptând ca rigiditatea portalului cu contravântuiri în K prinse excentric la noduri estepractic egala cu rigiditatea portalului cu contravântuiri centrate la noduri în V, relatia (37).

Calculul eforturilor N, M, Q în link se face pe baza schemei din fig. 12:

Nd = Sp / 2cos a (44)

Vp = Nd / sin a (45)

R = Vde / l (46)

M = R(1 / 2 - e / 2) (47)

Q = R - Vd (48)

9.1.3. Calculul eforturilor si a deplasarilor în domeniul post elastic.

9.1.3.1. Structuri cu portale cu contravântuiri centrale la noduri în V si X.

Comportarea postelastica a acestor tipuri de portale este determinata de fenomenul de flambaj al barei comprimate, ceea ce caracterizeazacomportarea ambelor tipuri de portal.

Flambarea barei comprimate la portalele în X, la care în calcul s-a considerat ca forta taietoare poate fi preluata numai de bara întinsa, are dreptconsecinta o degradare importanta a rigiditatii portalului.

În aceste conditii calculul deplasarii în comportarea post elastica cu relatia generala (30) D = Dq / y nu mai este aplicabila, deoarece dupa flambarea

barei comprimate rigiditatea initiala a structurii se reduce substantial.

Se recomanda, în aceste conditii, ca prin proiectare aceste tipuri de portale sa fie pastrate esential în doomeniul elastic, caz în care relatia (30) poate fiaplicata.

9.1.3.2. Structuri cu portale cu contravântuiri în K prinse excentric la noduri.

(1) Calculul eforturilor sectionale se poate conduce prin analiza static neliniara, considerând echilibru la limita, pe baza schemei din fig. 13.

Relatia de echilibru a lucrului mecanic virtual Lext = Lint devine în acest caz:

Lext = hSH2q (49)

Lint = 2Mu,N + 2Mu,pq · l / e (50)

Din egalarea relatiilor de mai sus rezulta coeficientul de amplificare h.

h = (2Mu,N + 2Mu,pq · l / e)Sh2 (51)

Valoarea Mu,p se calculeaza cu relatia (18), iar valoarea Mu,N cu relatia (19).

Cunoscând coeficientul de amplificare h se calculeaza valorile eforturilor sectionale N, M, Q.

(2) Calculul deplasarilor se face cu relatia (30): D = De / y.

9.1.4. Dimensionarea si verificarea structurii

9.1.4.1. Structuri cu portale cu contravântuiri centrate la noduri în V si X.

Pentru ca aceste tipuri de structuri sa lucreze esential în domeniul elastic la actiunea fortei taietoare de baza S, dimensionarea diagonalelor se face curelatiile:

a. Structuri cu portale în V

(52)

b. Structuri cu portale în X

1,5n 0,8AR (53)

în care:


16/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Nd - efortul în diagonala calculat în domeniul elastic

A, R - aria si rezistenta diagonalei

Fmin - coeficientul minim de flambaj.

9.1.4.2. Structuri cu portale cu contravântuiri în K prinse excentric la noduri.

(1) Grinda linkului se dimensioneaza în domeniul elastic cu relatia:

q tihi0,6R (54)

în care:

Q - conform relatiei (48)

ti, hi - înaltimea si grosimea inimii linkului.

(2) Linkurile scurte, care sunt caracterizate de relatia (43) trebuie sa îndeplineasca cerintele de sveltete ale clasei 1 din Normativul P 100-92.

(3) Inima likurilor trebuie realizata dintr-o singura tabla si fara gauri.

(4) În cazul când N > 0,15 AR, valorile Mpl si Mu, respectiv Qpl si Qu trebuie recalculate tinând seama de efectul fortei axiale N.

(5) Linkul trebuie sa verifice conditia:

q qa (55)

în care:

q este rotirea plastica a linkului corespunzatoare actiunii fortei taietoare de baza S.

qa = 0,09 Rad - rotirea plastica admisa.

(6) rigidizarile linkului (fig. 14):

a. La începutul zonei plastice de la ambele capete se prevad rigidizari transversale care trebuie sa îndeplineasca conditiile:

tr 0,75ti; min 10 mm (56)

br (b - ti) / 2 (57)

în care:

tr, br - grosimea si latimea rigidizarilor

ti - grosimea inimii grinzii

b. se prevad rigidizari intermediare dispuse la intervale de cel mult d = 30ti - h / 5.

c. toate rigidizarile se sudeaza de inima grinzii cu cordoane de sudura în relief, capabile sa transmita un efort egal cu ArigRc si de stâlpi cu cordoane de

sudura în relief, care sa poata transmite un efort egal cu ArigRc (Arig - aria rigidizarii; Rc - limita de curgere).

(7) Diagonalele si grinda în afara linkului se dimensioneaza sa ramâna îndomeniul elastic la eforturile sectionale (fig. 12), asociate mecanismului plastic.

9.1.4.3. Verificarea substructurii sirului de stâlpi.

Substructura sirului de stâlpi se verifica astfel încât sa poata prelua singura, în domeniul elastic, 25% din forta taietoare de baza s, calculata conformrelatiei (3).

9.2. Cadre longitudinale pentru hale fara poduri rulante

Pentru schema de larga utilizare în practica curenta de proiectare calculul se conduce pe baza schemelor din fig. 15:

Modul de calcul este cel descris la pct. 9.1, cu deosebirea ca la partea superioara stâlpii sunt legati articulat de rigla cadrului longitudinal.

Ca urmare, rigiditatea stâlpilor determinata conform relatiei (36) se înlocuieste cu relatia:

(56)

[top]

10. SARPANTA ACOPERISULUI


17/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

10.1. Efectul torsiunii generale

Se recomanda ca efectul torsiunii generale la sarpante elastice sa fie luat în considerare tinând seama de urmatoarele:

a. efectul excentricitatii e1 (excentricitatea centrului maselor în raport cu centrul de rigiditate) se ia în calcul considerând ca fiecare cadru transversal îsi

preia singur încarcarile ce-i revin si ca urmare e1 nu se mai introduce în relatia 5.13 din P 100-92.

b. excentricitatea e2 (excentricitatea aditionala conventionala), care introduce efectul caracterului asincron a miscarii seismice, se calculeaza conform

Normativului P 100-92 cu relatia:

e2 = 0,75B

în care:

B - dimensiunea maxima în plan a constructiei.

efectul excentricitatii e2 se ia în considerare (fig. 16), astfel:

- se calculeaza o greutate echivalenta la nivelul acoperisului egala cu:

(58)

- se determina forta taietoare de baza cu relatia (3) conform pct. 9.1.2.2.:

- se determina un moment de torsiune cu relatia:

Mt = Se2 (59)

- se echivaleaza momentul de torsiune Mt cu un cuplu de forte h (fig. 16) calculat cu relatia:

H = Mt / nt ·l (60)

în care:

nt - numar de travei

l - traveea

- se distribuie forta H la 5 cadre transversale conform relatiei:

Si = mH (61)

în care:

m - coeficientul din tabelul 3, care se determina functie de a (nivel de conlucrare spatiala) si numar de travei.

Se recomanda ca în cazul nivelelor de conlucrare a < 10, efectul torsiunii generale produce de excentricitatea e2 sa fie preluat numai prin cadrele

transversale.

Gradul de conlucrare spatiala a se determina cu relatia:

a = rcv / rc (62)

în care:

rc - rigiditatea la deplasare a cadrelor transversale la nivelul acoperisului

rcv = 3Elcv / l3- rigiditatea la deplasarea contravântuirilor longitudinale, calculata pe schema conventionala a unei console cu lungimea I a traveii si cu un

moment de inertie egal cu suma momentelor de inertie a tuturor contravântuirilor longitudinale .

10.2. Conformarea structurii

(1) Se considera ca structura este bine conformata daca este îndeplinita conditia:

si + st,i 1,15Scalcul (63)

în care:

Si = cGi - forta taietoare de baza calculata pe cadrul i cu relatia (3), în care Gi este suma încarcarilor pe cadrul i si (coeficientul seismic

global);


18/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

St,i - efectul torsiunii generale pe cadrul i calculat cu relatia (61);

Scalcul = c · G - forta taietoare de baza de calcul cu care s-au verificat cadrele transversale, calculata cu relatia (3), în care G este suma încarcarilor pe

cadrul cel mai încarcat (pe care actioneaza podurile rulante).

conform fig. 17:

În cazul în care relatia (63) nu este îndeplinita este necesar sa se mareasca rigiditatea contravântuirilor longitudinale sau/si sa se micsoreze lungimea B= ntl între rosturile antiseismice.

(2) Contravântuirile transversale si longitudinale sa fie realizate ca grinzi continue.

(3) Pe fiecare deschidere de hala sa se prevada câte 2 contravântuiri longitudinale.

(4) Învelitoarea sa fie corect prinsa de pane (în cazul învelitorilor de tabla cutata sa se prevada prinderi cu suruburi autofiletate în fiecare cuta).

Se recomanda ca rigiditatea contravântuirii longitudinale sa asigure conlucrarea spatiala a cel putin 5 cadre transversale. În acest scop se recomanda

realizarea unui grad de conlucrare spatiala a = rcv / rc = 2,5 + 5

[top]

11. PERETI EXTERIORI LATERALI SI FRONTOANE

Este necesar sa se adopte solutii pentru pereti laterali si frontoane care sa poata urmari deformatiile structurii, respectând Normativul P 100-92, pct.6.2.4.b.

Se recomanda utilizarea peretilor din tabla cutata.

[top]

12. BULOANE DE ANCORAJ SI FUNDATII

(1) Fundatiile se dimensioneaza (verifica) la eforturile asociate mecanismului plastic.

(2) Buloanele de ancoraj trebuie sa îndeplineasca conditia:

1,2 N < Ncap bulon

în care:

N - efortul în bulon asociat mecanismului plastic

Ncap bulon - este efortul capabil al bulonului determinat cu rezistente de calcul.

Tabelul 1

CADRE TRANSVERSALE CU RIGLA LEGATA ARTICULAT DE STÂLPI

l n a2 a3

g

030 100 200

a e c1 c2 b e c1 c2 c e c1 c2

0,5

1 1 1 0,216 0,947 0,778 0,222 0,231 0,932 0,635 0,365 0,258 0,930 0,462 0,538

2 0,545 0,514 0,215 0,943 0,782 0,215 0,229 0,923 0,540 0,360 0,256 0,926 0,467 0,533

3 0,393 0,351 0,215 0,940 0,786 0,214 0,228 0,923 0,644 0,356 0,254 0,922 0,470 0,530

5 0,272 0,222 0,213 0,933 0,793 0,207 0,226 0,914 0,654 0,346 0,250 0,913 0,479 0,521

10 0,181 0,124 0,211 0,915 0,511 0,139 0,221 0,991 0,675 0,325 0,242 0,890 0,499 0,501

0,4

1 1 1 0,210 0,9044 0,320 0,130 0,219 0,8712 0,692 0,303 0,236 0,9587 0,525 0,475

2 0,580 0,522 0,209 0,8893 0,828 0,172 0,217 0,8567 0,703 0,297 0,233 0,8453 0,535 0,465

3 0,440 0,376 0,208 0,8889 0,835 0,165 0,215 0,9468 0,713 0,237 0,230 0,8321 0,545 0,455

5 0,329 0,251 0,206 0,8717 0,348 0,152 0,213 0,9520 0,730 0,270 0,225 0,8068 0,564 0,436

10 0,244 0,58 0,204 0,9425 0,970 0,730 0,209 0,7813 0,785 0,235 0,217 0,7521 0,604 0,396

0,5

1 1 1 0,206 0,8522 0,883 0,137 0,210 0,7913 0,756 0,244 0,220 0,7529 0,604 0,396

2 0,825 0,563 0,204 0,8356 0,876 0,124 0,203 0,7663 0,776 0,224 0,216 0,7201 0,627 0,373

3 0,500 0,417 0,204 0,8217 0,886 0,114 0,207 0,7448 0,793 0,207 0,214 0,6909 0,649 0,351

5 0,400 0,300 0,203 0,7887 0,903 0,097 0,205 0,7102 0,819 0,181 0,210 0,6420 0,685 0,315

10 0,325 0,213 0,202 0,7653 0,927 0,073 0,203 0,6561 0,362 0,138 0,205 0,5620 0,752 0,248


19/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Tabelul 2

CADRE TRANSVERSALE CU RIGLA LEGATA RIGID DE STÂLPI

l n B

g

050 100 200

e d1 d2 e d1 d2 e d1 d2

0,3

1 1 0,233 0,9894 0,716 0,284 0,259 0,9831 0,55 0,445 0,306 0,9898 0,381 0,619

2 1,457 0,234 0,9850 0,725 0,275 0,260 0,9832 0,585 0,435 0,303 0,9854 0,391 0,609

3 1,871 0,236 0,9824 0,730 0,270 0,259 0,9802 0,571 0,429 0,303 0,9828 0,396 0,604

5 2,608 0,227 0,9788 0,736 0,264 0,249 0,9761 0,578 0,422 0,291 0,9795 0,402 0,593

10 4,615 0,242 0,9715 0,747 0,253 0,263 0,9632 0,591 0,409 0,304 0,9733 0,411 0,589

0,4

1 1 0,224 0,969 0,751 0,249 0,243 0,9638 0,597 0,403 0,279 0,9675 0,420 0,580

2 1,455 0,226 0,9605 0,762 0,235 0,244 0,9532 0,611 0,389 0,278 0,9574 0,433 0,567

3 1,884 0,220 0,9547 0,769 0,231 0,238 0,9460 0,619 0,381 0,268 0,9508 0,441 0,559

5 2,602 0,218 0,9453 0,780 0,220 0,233 0,9344 0,632 0,368 0,263 0,9405 0,452 0,548

10 4,113 0,221 0,9249 0,801 0,199 0,234 0,9082 0,639 0,341 0,300 0,9163 0,476 0,524

0,5

1 1 0,216 0,931 0,735 0,305 0,225 0,9132 0,654 0,346 0,252 0,9152 0,477 0,523

2 1,448 0,213 0,9184 0,809 0,191 0,224 0,8931 0,673 0,327 0,245 0,8936 0,496 0,504

3 2,395 0,214 0,9051 0,819 0,181 0,226 0,8773 0,687 0,313 0,242 0,8765 0,510 0,490

5 2,500 0,216 0,8862 0,836 0,164 0,224 0,8503 0,710 0,290 0,240 0,8463 0,534 0,466

10 3,628 0,214 0,8495 0,865 0,135 0,218 0,7947 0,754 0,246 0,230 0,7768 0,586 0,414

Tabelul 3

VALORILE COEFICIENTILOR m

nr.travei

SCHEMAa

3 5 10

a 0,875 0,850 0,844 0,838 0,833

b 0 250 0,300 0,312 0,322 0,333

c -0 125 0,150 -0,156 -0,160 -0,166


20/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

4 6 a 0 845 0,799 0,751 0,738 0,700

b 0,242 0,296 0,346 0,373 0,400

c -0,020 0,012 0,054 0,071 0,100

d -0,067 -0,107 -0,151 -0,182 -0,200

8

12

a 0,845 0,758 0,718 0,673 0,600

b 0,238 0,307 0,333 0,359 0,400

c -0,022 0,046 0,083 0,127 0,200

d -0,048 -0,046 -0,038 -0,025 0,000

e -0,013 -0,065 -0,096 -0,135 -0,200

BIBLIOGRAFIE

1. AISC (1992), Seismic Provision for Structural Steel Buildings, iune 15; 1992 Chicago

2. ATC-3-06 (1978), Tentative Provisions for the Development of Seismic Regulations, National Science Foundatio.

3. Corely, W.G. (1990), Structural Standards for Tall Concrete and Masonry Buildings in the Next Century, Tall Buildings 200 and Bexond, Fourth WorldCongress, November 5-9 1990, Hong Kong.

4. Engelhardt, M.D. and Popov, E.P. (1989), On Design of Eccentrically Braced Frames, Earthquake Engineering Research Institute, El Cerrito, CA,Earthquake Spectre, Vol. 5 1989.

5. Eurocode 3.

6. Eurocode 8 (Draft 1994) Earthquake Resistant Design of Structures.

7. Georgescu, D. (1987), Consideratii privind calculul halelor industriale parter la actiunea seismica, Revista Constructii 1, 1987.

8. Georgescu, D., Toma, C., Gosa, O. (1992), Post-critical Behaviour of K Braced Frames, Journal of Constructional Research, ELSVIER.

9. Georgescu, D. (1993), Recent Developments of Theoretical and Experimental Results on Steel Structures, Proceedings of 14 th C.T.Y. Congress,Viareggio Italia.

10. J.S. (1984), Standards for Aseismic Civil Engineering Constructions.

11. LRFD (1986), Load and Resistance Factor Design – AISC.

12. Mazzolani, F.M., Georgescu, D., Astaneh, A. (1994), Safety Levels in Sesimic Design, First International Workshop and Seminar on Behaviour osSteel Structures in Seismic Areas, STESSA ’94 Timisoara 26 June – 1 July 1994.

13. Mazzolani, F.M., Piluso, V. (1994), A new Method to Design Steel Frames Failing in Global Mode including P – Effects, First InternationalWorkshop and Seminar on Behaviour of Steel Structures in Seismic Areas, STESSA 94 Timisoara 26 June – July 1994.

14. Mazzolani, F.M., Georgescu, D., Astaneh, A. (1994), Remarks on Behaviour of Concentrically and Eccentrically Braced Steel Frames, FirstInternational Work skip and Seminar on Behaviour of Steel Structures in Seismic Areas, STESSA ’94 Timisoara.

15. NZS 4203 (1984), Code of Practice for General Structural Design and Design Loadings for Buildings, Standards Association of New Zeeland.

16. Pe 100-92 (1994), Normativ pentru proiectarea antisemismica a constructiilor de locuinte, social-culturale, agrozootehnice si industriale, INCERCBucuresti 1994


21/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

17. Popov, E.P. (1990), U.S. Seismic Steel Codes, Tall Buildings 2000 and Beyond, World Congress, November 5-9 1990 Hong-Kong.

18. PS 90 (1990), Regles Relatives aux Ouvrages a realiser dans les Regions sujettes aux seismes, Presses de l’Ecole Nationale des Ponts etchaussees.

19. SEAOC (1990), Recommended Lateral Force Requirements, Seismology Commitee, Structural Engineers Association of California,Sacramento/San Francisco/Los Angeles, C.A.

20. UBC (1991), Uniform Building Code International Conference of Building Officials.

21. SNIP – II – 7 (1977), pentru hale metalice parter.

22. Higgins, R.T., Dubas, P., Gaylord, N.C. and Watabe, M. (1979), Structura Design of Tall Steel Buildings, AISC.

Studii - institute

23. Studii 8783/1986, Studiu privind îmbunatatirea conformarii structurale a halelor industriale cu poduri rulante la actiuni de exploatare sau seismice –IPCT.

24. Studiu 5774/1983, Studiu privind raspunsul seismic al portalelor metalice utilizate la rigidizarea halelor cu structura din beton – IPCT.

25. Studiu 8880/1987, Studiu pentru noi tipuri de portale cu o comportare îmbunatatita la actiuni seismice – IPCT.

26. Studiu 8941/1/(1989), Studiu de fundamentare a îndrumatorului de proiectare a cladirilor de productie cu structura metalica sau mixta amplasate înzone seismice.

27. Studiu 527/1993, Redactarea 1 – Instructiuni pentru proiectarea antiseismica a halelor parte cu structura din beton, metal sau mixta – IPCT.

28. Studiu 757/1994, Studii privind raspunsul seismic al structurilor cladirilor parter tip hala de diverse alcatuiri – IPCT.

29. Studiu 1064/1994, Studiu privind îmbunatatirea comportarii halelor metalice parter la actiuni seismice – INCERC Timisoara.

[top]

CAP. II COMENTARII

C.1. DOMENIU DE APLICARE

c.1.2. pentru structuri cu o alcatuire ca aceea din fig. C.1 prevederile din prezentul ghid de proiectare pot avea o aplicare directa, efectuând un calcul alstructurii corespunzator structurii adoptate.

Pentru aceste structuri, în cazul în care se folosesc învelitori grele si/sau când deschiderile L sunt mai mari de 40 m este necesara o verificare araspunsului dinamic la actiune seismica pe directie verticala.

pentru structuri cu o alcatuire ca aceea din fig. C.2 prevederile din prezentul ghid de proiectare au un caracter strict informativ.

[top]

C.2. BAZELE GHIDULUI DE PROIECTARE

C.2.1. (1) Halele industriale parter cu structura metalica ocupa în codurile internationale de proiectare o pozitie foarte diferita.

(2) La o extrema se situeaza codul rusesc SNIP II-7/1977 [21] redactat special numai pentru hale industriale cu structura metalica.

Prevederile de confirmare structurala si de calcul din acest cod nu au fost folosite la redactarea prezentului ghid de proiectare, deoarece conceptia deprotectie antiseismica din acest cod este în prezent depasita.

Unele prevederi constructive din acest cod au fost adoptate si în Normativul P100-92. Acesta este cazul prevederii privind limitarea distantelor maximeadmise între rosturile antiseismice functie de zona seimica de calcul (Anexa E pct. 2.11). Aceasta prevedere este pastrata si în prezentul ghid deproiectare. Este necesar ca în viitor, aceasta prevedere sa fie reexaminata pe baza unui studiu parametric efectuat în spiritul conceptelor moderne deprotectie antiseismica.

(3) La cealalta extremitate se situeaza coduri moderne de protectie antiseismica, cum sunt codurile americane UBC 1992 [20] , SEICO 1990 [19] .Seismic Provisions 1992 [1] , codul japonez [10] , codul european EUROCODE 8 – editie septembrie 1993 [6] care nu contin nici o referire directa lastructurile halelor industriale parter cu structura metalica. În prezentul ghid de proiectare au fost adoptate unele prevederi din aceste coduri privindîndeosebi conceptul de proiectare la capacitate ("seismic design").

(4) Între aceste doua extremitati se situeaza coduri care, cu toate ca au în vedere îndeosebi protectia antiseismica a cladirilor etajate, contin uneleprevederi si pentru cladirile industriale parter, cum sunt Normativul P100-92 [16] si codul Neozeelandez NZS-4203, 1984 [15] .

(5) În general conceptia moderna de redactare a codurilor are la baza conceptul unui nou cod general însotit de alte coduri sau acte normative careparticularizeaza principiile generale ale acestui cod la specificul unor tipuri distincte de structuri. Acesta este cazul codului britanic BS 5590, al


22/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

codurilor europeane EUROCODE 1992, a standardului românesc 10108/0-78. În aceasta conceptie, considerata ca rationala, se încadreaza si prezentulghid de proiectare, care adapteaza principiile Normativului P100-92 la particularitatile halelor industriale parter cu structura metalica.

C.2.2. Codurile de protectie antiseismica, precum si lucrarile teoretice si experimentale avute în vedere la redactarea prezentului ghid de proiectare suntînscrise în bibliografia selectiva.

[top]

C.4. DEFINITII

(1) Definitiile formulate au la baza:

- Codul american LRFD 1986 [11] ;

- Codurile europene - Eurocode 3 – 1993 [5] ;

- Eurocode 8 – 1993 [6];

- Codul american Seismic Provisions 1992 [1].

(2) Codul american LRFD – 1986 [11] si în general literatura americana, utilizeaza termenul grinda-coloana ("beam-column") pentru elementele solicitatela încovoiere si compresiune.

În ultima sa editie codul european EUROCODE 3 [5] preia acest termen sub denumirea "poutre-colonne".

În scopul apropierii normelor din tara noastra de norme internationale prezentul ghid propune termenul stâlp (grinda-coloana).

[top]

C.5. CONCEPTIA DE PROIECTARE PRINCIPII. CERINTE ESENTIALE REGULI PRACTICE DE APLICARE.RECOMANDARI DE PROIECTARE.

Acest capitol este redactat pe baza prevederilor din EUROCODE 3 –1993 [5] , EUROCODE 8 – 1993 [6] SI Seismic Provisions 1992 [1] .

c.5.1. în fig. 3 sunt aratate pentru structuri din fig. 3.a.:

- mecanisme plastice, singurele admise la proiectare fig. 3.b.c;

- mecanism plastic partial – neadmis la proiectare fig. 4.a;

- mecanism plastic local – neadmis la proiectare fig. 4.b.

[top]

C.6. CERINTE ESENTIALE. RECOMANDARI DE PROIECTARE.

Prevederile din acest capitol au la baza conceptul "dimensionare la capacitatea mecanismului plastic (capacity design)" în spiritul în care acest concepteste formulat în codul AISC Seismic Provisions 1992 [1] si reprezinta o adaptare a acestui concept la particularitatile halelor industriale parter custructura metalica.

Pentru respectarea acestui principiu, prevederile din acest capitol au în vedere urmatoarele exigente esentiale:

a) "nimic" nu se întâmpla mai înainte de formarea mecanismului plastic;

b) dupa formarea mecanismului plastic structura poate suporta deformatii laterale mari.

În spiritul cerintei "a" sunt necesare toate acele masuri de natura sa împiedice cedarea structurii la forte produse de actiuni seismice mai mici decâtcele asociate mecanismului plastic. Prin "nimic" se înteleg fenomene de rasturnare, de pierdere a stabilitatii generale sau locale, lipsa de ductilitate,ruperi fragile.

La nivelul cunostintelor actuale, realizarea acestei exigente esentiale presupune o corecta alegere a mecanismului plastic, masuri constructive denatura sa dirijeze deformatiile plastice în zonele plastic potentiale alese la proiectare si un control prin calcul al comportarii mecanismului plastic ales.

În spiritul exigentei "b" sunt necesare toate acele masuri de natura sa confere structurii o capacitate de deformare plastica care sa permita deformarilaterale ale structurii mai mari decât cele produse de seismul cu o perioada de revenire de 50 de ani, astfel încât structura sa poata suporta înainte decolaps actiunea unor seisme severe care pot genera la baza structurii acceleratii mai mari decât cele corespunzatoare accelerogramei zonei. La nivelulcunostintelor actuale aceste cerinte esentiale presupun o corecta solutionare constructiva a zonelor plastic potentiale de natura sa confere acestora ocapacitate de rotire mare si un control prin calcul al rotirilor din zonele plastic potentiale care sa certifice faptul ca rotirile calculate nu depasesc rotirileadmise.

C.6.9. Valoarea limita q = 0,03 Rad are la baza prevederea din codul AISC Seismic Provisions 1992 [ 1] .

Alte valori pot fi admise în conditiile de la pct. 5.3.


23/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

C.6.10. Valoarea limita q = 0,09 Rad are la baza prevederea din codul AISC Seismic Provisions 1992 [ 1] .

Alte valori pot fi admise în conditiile de la pct. 5.3.

C.6.12. (1) Cerintele cerute pentru oteluri au la baza prevederile din codurile EUROCODE 3 [5] , EUROCODE 8 [6] , care au aparut dupa publicareaNormativului P100-92.

(2) La nivelul cunostintelor actuale si a experientei, codurile limiteaza marcile otelurilor pentru structuri metalice în zone seismice la oteluri cu limite de

curgere Rc cel mult egal cu Rc = 355 N/mm2.

În prezent numeroase cercetari teoretice si experimentale cum sunt, de exemplu, cele promovate de concernul ARBED, au în vedere acceptarea în viitor

pentru zone seismice si a unor oteluri cu Rc > 355 N/mm2.

(3) Recomandarea de a utiliza în tara noastra numai oteluri OL 37 – 2k si OL 52 – 3k nu cuprinde si otelul OL 44 – 3k, dat fiind unele rezultateneconcludente privind raspunsul acestor oteluri la solicitari dinamice.

C.6.12.c La nivelul cunostintelor actuale nu se poate cuantifica recomandarea "curbe histeretice largi si stabile".

Formularea din prezentul ghid de proiectare are în vedere recomandarea de a utiliza în zonele plastice solutii constructive bine cunoscute si apreciatepentru comportarea lor. La proiectare se pot utiliza si alte rezolvari constructive bazate pe studii teoretice si/sau experimentale cu conditia sa sedovedeasca o comportare histerica comparabila cu aceea a rezolvarilor clasice (vezi pct. 5.3.).

C.6.12.f. Suruburile de înalta rezistenta grupa 10.9 nu sunt recomandate în prezentul ghid de proiectare având în vedere unele rezerve ale proiectariiprivind comportarea suruburilor 10.9 produse în tara nostra la solicitari dinamice.

C.6.15. Limitarea suruburilor de ancoraj la grupele 4.6 si 5.6 are în vedere limitele impuse otelurilor la pct. 6.12 a.

[top]

C.7. CALCULUL STRUCTURII

C.7.1. Cerintele de la pct. 7.1.2. si 7.1.3. au în vedere:

- dupa seisme care pot genera forte taietoare de baza Si cel mult egale cu forta taietoare de baza S (comportarea elastica a structurii) se admit numai

reparatii ale elementelor nestructurale care sa poata fi efectuate practic fara întreruperea functionalitatii;

- dupa seisme care pot genera forte taietoare de baza Si mai mari decât forta taietoare de baza S (comportarea elastica a structurii) se admit reparatii

atât la elementele structurale cât si nestructurale, cu conditia ca acesta sa se faca cu întreruperi ale functionalitatii si cu costuri rationale.

C.7.2. Încarcarile si gruparile de încarcari reprezinta o adaptare a principiilor din Normativul P100-92 pct. 6.1.2. la specificul halelor industriale parte custructura metalica.

C.7.3. Vezi comentariile de la pct. 8.1.2.1. si 8.1.2.3.

C.7.4. Folosirea la calculul eforturilor Mu si Qu a unor rezistente medii cu valori mai mari decât rezistentele de calcul au în vedere protejarea elementelor

din afara zonelor plastic potentiale care trebuie sa ramâna în domeniul elastic la actiunea fortelor care pot genera formarea mecanismului plastic (cândvalorile M si Q cresc de la Mp la Mu si respectiv de la Qp la Qu cresc si fortele care genereaza formarea mecanismului plastic, deci si eforturile N, M, Q

în elementele structurale din afara zonelor plastic potentiale).

Acest concept este general acceptat. Normativul P100-92 prevede utilizarea rezistentelor cu valori medii la pct. 5.8.2. Standardul de beton armat STAS101070-90 prevede valori medii ale rezistentelor egale cu rezistentele de calcul majorate cu coeficienti egali cu 1,75 pentru beton si 1,35 pentruarmatura. În prezentul ghid de proiectare s-a acceptat un coeficient egal cu 1.3.

[top]

C.8. CADRUL TRANSVERSAL

C.8.1.1. Recomandarea din relatia (2) are la baza lucrarile [25] si [26] .

C.8.1.2.1. Cu privire la raportul dintre metoda A, metoda curenta de proiectare din Normativul P100-92 si metodele de proiectare din prezentul ghid deproiectare ete de observat:

1. Metoda analizei modale pe structura reala (metoda a din prezentul ghid de proiectare) este identica cu metoda A din Normativul P100-92 aplicatanumai la modul fundamental de vibratie T1 = T.

2. Metoda statica echivalenta simplificata, metoda c din prezentul ghid de proiectare este identica cu metoda A simplificata din Normativul P100-92 (încare pentru determinarea caracteristicilor dinamice vectorii uk sunt înlocuiti cu înaltimile hk, iar perioada proprie T se determina cu relatiile din Anexa B).

Studiile [ 29] si [ 29] au aratat ca aceasta metoda poate fi aplicata cu suficienta precizie pentru necesitatile practicii curente când sunt îndepliniteconditiile:

g2/g1 0,5 si h1 0,4 h


24/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

3. Metoda analizei modale pe structura condensata, metoda b din prezentul ghid de proiectare este o metoda elaborata în cadrul lucrarilor [ 28] , dincare se prezinta modelul de calcul.

CALCULUL STRUCTURILOR HALELOR PARTER CU PODURI RULANTE PE BAZA ANALIZEI MODALE PE STRUCTURA CONDENSATA

Calculul reprezinta o metoda de aplicare a analizei modale pe o structura simplificata cu 2 grade de libertate dinamica, care modeleaza prin condensarestructura reala. Metoda se exemplifica pentru hale industriale parter cu poduri rulante, având rigle legate articulat de stâlpi.

1. condensarea structurii - fig. C.3

2. notatii - Fig. C4

g = G2 / G1

n = I2 / I1

l = h1 / h

a 2 = [(n-1)l2 + 1]n

a 3 = [(n-1)l3 + 1] / n

3. stabilirea matricei de flexibilitate - fig. C.5

Matricea de flexibilitate:

în care:

4. Calculul vectorilor proprii F 1,1

[[D][M] - m[I]] = 0

în care:

[D] - matricea de flexibilitate

[M] - matricea de inertie

[I] - matricea unitate

Se noteaza:

în care:

m1 = G1 / 981;

m = 1 / w2

Rezulta


25/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Formele proprii de vibratie rezulta din ecuatia:

{F} - matricea coloana

Se considera: F2,1 = 1

Rezulta

vederi proprii – fig. C6:

5. Calculul coeficientului de echivalenta corespunzator modulului fundamental e 1

6. calculul factorilor de distributie – fig. 7

d1 = F1,I / (F1,I + g)

d2 = g(F1,I + g)

7. Calculul perioadei T

din relatia: rezulta:

dar: m = 1 / w2 rezulta:

Perioada proprie fundamentala de vibratie T se determina cu relatia:

Rezulta:

Folosind metoda de calcul prin condensarea structurii reala se pot determina perioada proprie pentru modul fundamental de vibratie si distributia forteitaietoare de baza pe structura, elemente necesare în practica curenta de proiectare.

4. Analiza efectuata în cadrul lucrarilor [28] si [29] pe un numar de 72 de structuri cu stâlpi articulati (fig. 3a) si încastrati (fig. 3b), cu alcatuiri diferite si

cu variatia parametrilor n, l , g , a aratat ca aceasta metoda simplificata de analiza modala conduce fata de metoda exacta a analizei modale efectuate

pe structura reala la urmatoarele abateri:

- la valoarea T 1 - 5%

- la valoarea e 1 - 8%

- la valoarea S 1 - 6%

În tabelele 1 - 6 se prezinta rezultatele comparative obtinute cu cele 2 metode:

Pentru structurile de tip cadru cu inima plina cu stâlpii legati rigid de riglele cadrului (fig. 3c) s-au obtinut valori apropiate de structura cu stâlpi încastratiîn rigla si în consecinta în ghidul de proiectare s-a recomandat ca aceste structuri sa fie încadrate în categoria structurilor cu stâlpi legati rigid în rigla.


26/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Ca urmare, aceasta metoda poate fi aplicata cu suficienta precizie pentru practica de proiectare în toate cazurile si în consecinta a fost sistematizata(Tabelul 1 si Tabelul 2) pentru a putea fi aplicata direct în proiectare.

5. În cadrul lucrarilor [28] si [29] s-a facut o comparatie si între rezultatele obtinute cu metoda A din Normativul P 100-92 si cele obtinute prin analizamodala pe structura reala. Din aceasta comparatie a rezultat ca pentru necesitatile practicii curente, metoda A din Normativul P 100-92 poate fi utilizata

cu suficienta precizie, când sunt îndeplinite conditiile g = G2/G1 0,5 si l = h1/h 0,4.

C.8.1.3.1. b) Aceastã metoda reprezinta varianta de echilibru la limita metodei de calcul static neliniar prevazuta la pct. 5.8.3. din Normativul P 100-92aplicata la structurile halelor industriale parter cu structura metalica.

C.8.1.3.2. (3a) Relatia (17) are în vedere grinzi de cadru solicitate dominant la încovoiere. Nu se recomanda utilizarea unor sectiuni în care conditia (17)nu este îndeplinita. Conditia (17) este conform EUROCODE 5 [ 5] .

(3b) relatia (20) precum si conditia au la baza prevederile din codul AISC Seismic Provisions 1991 [1] .

C.8.8. Prevederile de la acest capitol rezulta direct din prevederile de la pct. 8.1.

C.8.3. (3) Se are în vedere prevederile din Normativul P 100-92 pct. 5.7. [16] .

Tabelul 1

ANALIZA MODALA PE STRUCTURA REALA: STRUCTURI CU RIGLA LEGATA ARTICULAT DE STÂLPI

l n

ÎNCARCARI SARCINI SEISMICE ORIZONTALE

SCHEMA

DISTRIBUTIE

A

B

T e C SS1 k1

S2 k2

0,4

2

A35 50 35 120

0,637 0,0001 0,008 21,12

14,499 4,217 2,779 1,946 0,1205

35 50 35 120 6,671 1,944 6,027 4,217 0,0556

B35 50 35 120 14,497 4,217 2,779 1,946 0,1205

50 65 5 120 6,671 1,944 6,027 4,217 0,0556

3

A35 50 35 120

0,553 0,073 0,007 20,952

14,472 4,221 6,050 4,221 0,1206

35 50 35 120 6,100 1,870 2,10 1,850 0,0510

B35 70 35 120 14,472 4,221 6,050 4,221 0,1206

50 65 5 120 6,100 2,00 3,510 0,210 0,0510

5

A35 50 35 120

0,420 0,078 0,0078 20,59

14,186 14,186 6,036 4,225 1,207

35 70 35 120 6,101 6,101 2,514 1,700 0,0502


27/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

B 35 50 35 120 14,186 14,186 6,036 4,225 1,207

50 65 5 120 6,101 6,101 3,308 0,254 0,0502

Tabelul 2

ANALIZA MODALA PE STRUCTURA CONDENSATA: STRUCTURI CU RIGLA LEGATA ARTICULAT DE STÂLPI

l h SCHEMA


T e C SS1 d1 k1

SCHEMAS1

S2 d2 k2 S2

0,4

2

A 120

0,630 0,0787 0,0077 20,007

14,401 0,703 0,1237 A14,401 4,730 6,035 4,25

6,129 1,787 2,727 1,787

B 120 6,143 0,277 0,0511 B14,401 4,730 6,035 4,25

6,129 1,787 2,222 0,216

3

A 120

0,727 0,8105 0,0071 12,31

14,401 0,703 0,407 A14,401 4,730 6,035 4,25

2,012 1,715 2,170 0,717

B 120 2,012 0,277 0,015 B14,401 4,730 6,035 4,25

2,012 2,20 3,107 0,245

5

A 120

0,128 0,027 0,0083 17,701

14,401 0,730 0,1205 A14,401 4,730 6,035 4,218

7,311 1,778 2,776 1,778

B 120 2,012 0,270 0,511 B14,401 4,730 6,035 4,210

7,311 2,073 2,075 0,222

Tabelul 3

ANALIZA MODALA PE STRUCTURA REALA: STRUCTURI CU RIGLA LEGATA RIGID DE STÂLPI

l n


SCHEMA DISTRIBUTIE

A

B

T e C SS1 d1 k1

S2 d2 k2

2

A35 50 35 120

0,466 0,9557 0,0956 22,936

13,931 0,608 4,065 5,808 4,065 0,116

35 50 35 120 8,997 0,392 2,624 3,749 2,624 0,015

B35 50 35 120 13,921 0,608 4,065 5,808 4,065 0,116

50 65 5 120 8,990 0,392 3,749 4,874 0,375 0,015

A35 50 35 120 14,039 0,617 4,095 5,849 4,095 0,117

0,4 3 35 50 35 120 0,416 0,9482 0,0948 22,758 8,719 0,383 2,543 3,633 2,543 0,073

B35 50 35 120 14,039 0,617 4,095 5,049 4,095 0,111

50 65 5 120 8,718 0,383 3,633 4,722 0,363 0,073

5

A35 50 35 120

0,383 0,9421 0,0942 22,611

14,109 0,624 4,115 5,879 4,115 0,115

35 50 35 120 8,502 0,376 2,480 3,542 2,480 0,011

B35 50 35 120 14,109 0,624 4,115 5,879 4,115 0,116

50 65 5 120 8,501 0,376 3,542 4,605 0,354 0,071

Tabelul 4

ANALIZA MODALA PE STRUCTURA CONDENSATA: STRUCTURI CU RIGLA LEGATA RIGID DE STÂLPI

l h SCHEMA


T e C SS1 d1 k1

SCHEMAS1

S2 d2 k2 S2

0,4

2

A120

0,396 0,9532 0,0953 22,876

13,993 0,611 0,116 A13,920 4,060 5,800 4,060

8,880 2,590 3700 2,590

B120

8,903 0,389 0,074 B13,920 4,060 5,800 4,060

8,880 3,700 4,810 0,370

3

A20

0,340 0,9460 0,0946 22,704

14,064 0,619 0,117 A14,040 4,095 5,850 4,095

8,640 2,520 3,600 2,520

B120

8,640 0,381 0,072 B14,040 4,095 5,850 4,095

0,640 3,600 4,860 0,360

5

A120

0,291 0,9344 0,0934 22,426

14,184 0,632 0,118 A14,610 4,130 5,900 4,130

8,280 2,415 3,450 2,415

B120

0,242 0,368 0,069 B14,166 4,130 5,900 4,130

8,280 3,450 4,485 0,345

Tabelul 5

ANALIZA MODALA PE STRUCTURA REALA: STRUCTURI CU RIGLA LEGATA ARTICULAT DE STÂLPI SI CU DIVERSE CONFORMARI

l h g SCHEMA SI ÎNCARCARI T e C S SARCINI SEISMICE ORIZONTALE

0,4 2 0 0,637 0,8804 0,088 12,12

0,5 0,744 0,8830 0,0884 31,80


29/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

1 0,654 0,9053 0,0905 39,83

Tabelul 6

ANALIZA MODALA PE STRUCTURA CONDENSATA: STRUCTURI CU RIGLA LEGATA ARTICULAT DE STÂLPI SI CU DIVERSE CONFORMARI

l = 0,4 n = 2 d = 1;0,5

l n gSCHEMA

ÎNCARCARIIT e C S

S1 K1SARCINI SEISMICE ORIZONTALE REZULTATE

S2 K2

0,4 2

1 0,630 0,8587 0,0859 12,061

0,1027

0,0511

0,5 0,729 0,8499 0,085 30,60

0,1355

0,0598

1 0,632 0,8588 0,0859 37,78

0,1200

0,0511

[top]

C.9. CADRUL LONGITUDINAL

C.9.1. Prevederea ca sirul de stâlpi sa poata prelua din forta taietoare de baza conventionala S calculata cu relatia (3) are la baza prevederile dinNormativul P 100-92 oct. 5.3.11 [16] si cele din codul UBC-91 [20] .

Aceasta prevedere are în vedere realizarea unei a doua linii de rezistenta pentru situatia în care la actiunea unor seisme cu o perioada de revenire de475 de ani portalul iese complet din lucru.

Prevederile ca sirul de stâlpi singur sa poata prelua 25% din forte S are la baza codul UBC-91 [20] .

Este necesar ca pe baza unor studii viitoare în care sa se ia în considerare si aportul portalului în comportarea sa post critica (lucrarile [7] , [24] si [26]), sa se determine comportarea întregului anasamblu astfel încât sa se poata stabili sirul de stâlpi conditii atât de rezistenta, cât si de rigiditate.

În modelul de calcul din lucrarile [7] , [24] si [26] , rezumat în fig. C8, diagrama S - D corespunzatoare a structurii reale, rezulta din însumarea

diagramei Ss - D a sirului de stâlpi cu diagrama Sp - D a portalului care satisfac conditia D = Ds = Dp.

Acest model de calcul poate fi adoptat si în poiectare, în anumite cazuri speciale, cum sunt, de exemplu: hale cu înaltime mare la nivelul caii de rulare,hale existente, etc.

C.9.1.3.1. Comportarea portalelor are la baza lucrarile [7] , [8] si [26] .

În lucrarea [28] s-a efectuat un studiu parametric pentru portale cu contravânturi în V, în X si în K. Pentru toate tipurile de portale s-a luat în considerare


30/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

atât în comportarea elastica, cât si în comportarea postelastica (dupa iesirea din lucru a portalului) aportul lor atât în rezistenta cât si în rigiditate.

S-au constatat urmatoarele:

- în domeniul elastic aportul portalului este dominant atât în rezistenta, cât si în rigiditate;

- în comportarea postcritica a portalelor în V si în X aportul acestuia este neglijabil în rezistenta, iar pentru simplificarea calculului, aportul în rigiditatepoate fi de asemenea neglijat în practica curenta;

- în comportarea postelastica a portalelor în K cu diagonale prinse excentric la noduri, aportul portalului este important atât în rezistenta, cât si înrigiditate.

Tinând seama de aportul neglijabil al portalelor în V si în X în comportarea lor postcritica, în prezentul ghid de proiectare s-a introdus prevederea unei adoua linii de siguranta prin conditia ca neglijând total prezenta portalului sirul de stâlpi singur sa fie capabil sa preia 25% din forta taietoare de baza S(cod UBC-91 [20] ).

Aceasta prevedere a fost mentinuta în prezentul ghid de proiectare si pentru structurile cu portale în K cu diagonale prinse excentric în noduri, pentru ase evita ca siguranta întregii structuri sa depinda numai de comportarea a unui singur element structural.

C.9.1.4.1. Relatia (52) are la baza codul AISC Seismic Provisionis [1] si are în vedere ca la portalul în V flambajul barei comprimate sa se producapractic la actiunea seismului cu o perioada de revenire de 50 ani (comportare elastica).

În prezentul ghid de proiectare s-a extins aceasta relatie si la portalul în X, relatie (53) pentru a întârzia si la acest portal flambarea barei comprimate.

C.9.1.4.2. Prevederile de la acest articol au la baza codul AISC Seismic Provision – 92 [1] .

[top]

C.10. SARPANTA ACOPERISULUI

Prevederile de la acest capitol au la baza lucrarile [6] , [28] si [29] .

(1) În prevederile din ghidul de proiectare fortele taietoare de baza pe cadre au fost determinate astfel:

- pentru fiecare cadru transversal s-a determinat o forta taietoare de baza într-un calcul plan, tinând seama de încarcarile G care actioneaza pe cadrulrespectiv;

- efectul torsiunii generale a fost determinat printr-un calcul spatial simplificat care neglijeaza aportul în torsiune a cadrelor longitudinale.

Un calcul static exact ar presupune luarea în consideratie a efectului spatial pentru toate încarcarile, ceea ce ar conduce la un calcul laborios.

Analiza efectuata în cadrul lucrarii [29] a aratat ca în cazul în care este respectata conditia (63) din ghid fortele taietoare de baza determinate printr-unprogram de calcul spatial nu depasesc valoarea fortei de calcul Scalcul determinata printr-un calcul plan pe cadrul cel mai încarcat (vezi Exemplul de

calcul 1).

Pentru structura din tabelele anterioare (de la C.8.) cu parametrul a = rcv / rcadru = 20,13 / 16,71 = 3 s-au determinat valorile cu care se suplimenteaza

forta taietoare de baza Sl calculata pe cadrul i din excentricitatea e2. Calculele au fost facute pentru a = 3 si a = , cu programul de calcul IMAGES

3D, pe baza codului EUROCODE 8 si prin metoda propusa.

În calculele efectuate cu programul IMAGES 3D masele au fost considerate în pozitia lor reala (pozitionarea maselor conform schemelor de la pag. 62).

În calculele efectuate cu EUROCODE 8 si metoda propusa s-au introdus mase echivalente la nivelul acoperisului, conform relatiei (58).

Valoarea coeficientului care introduce efectul torsiunii pe cadrele transversale 1, 2,... din excentricitatea e2 pentru cazurile studiate este descris în figura

urmatoare (vezi figura):

CADRU TRANSVERSAL

SCHEMA CONTRAVÂNTUIRI

CADRU LONGITUDINAL

MASELE DE LA NIVELUL ACOPERISULUI

MASELE DE LA NIVELUL TREPTEI STÂLPULUI

Se constata:

- pe cadrul 2, încarcat în calcul plan cu forta taietoare de baza S2 (cu pod rulant), forta taietoare de baza într-un calcul spatial cu luare în considerare a

torsiunii este egala cu 1,1S2.

- pe cadrul 1, încarcat în calcul plan cu forta taietoare de baza S1 (fara pod rulant), forta taietoare de baza într-un calcul spatial cu luarea în considerare

a torsiunii este egala cu 1,23S1.

Relatia de calcul (63) din ghidul de proiectare are la baza urmatoarele:


31/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

- forta taietoare de baza S2 (cadre cu pod rulant) este forta de dimensionare Scalcul pentru toate cadrele transversale si este mai mare decât forta

taietoare de baza S1 (cadre fara pod rulant);

- efectul torsiunii generale pe cadrul I – S1,1 este mai mare decât efectul torsiunii pe cadrul 2-S1,2;

- ca urmare, relatia (63) presupune verificarea acestor doua cadre sub forma:

s 2 + s1.2 1,15 Scalcul

s1 + s1.1 Scalcul

- în relatia (63) s-a acceptat o majorare de 15% tinând seama de faptul ca forta taietoare de baza S2 = Scalcul a fost determinata într-un calcul plan,

neglijând efectul favorabil al comportarii spatiale.

(2) În cadrul lucrarii [29] s-au efectuat studii parametrice pentru determinarea efectului excentricitatii e2. Parametrul luat în considerare în studiu a fost

gradul de conlucrare spatiala a, reprezentând raportul dintre rigiditatea contravânturilor longitudinale si rigiditatea cadrului. S-au comparat rezultatele

obtinute prin metoda propusa în prezentul ghid de proiectare, relatia [61] si rezultatele obtinute prin programul IMAGES 3D. S-au analizat: sarpanta

rigida (a = ) si sarpanta elastica (a = 1, 2, 3, 5, 10). S-a constatat ca metoda propusa conduce la rezultatele cu o precizie suficienta pentru

proiectarea curenta, atunci când este îndeplinita conditia a > 2,5 si la valori practic egale în cazul în care a > 10. Tinând seama de dificultatile de

realizare practica a unor contravânturi longitudinale care sa îndeplineasca conditia a > 5, în prezentul ghid de proiectare s-a recomandat la pct. 10.2.4.

valori a = 2,5 5.

(3) În cazul în care relatia (63) nu este îndeplinita este necesara efectuarea unui calcul spatial.

[top]

CAP. III.1. EXEMPLU DE CALCUL 1

Se cere sa se verifice comportarea la actiunea seismica hala industriala parter cu doua deschideri de 30,0 m si 7 travei de 12,0 m, cu poduri rulantepc80/20 în grupa de functionare iv, din fig. E 1a, fig. e 1b, fig. e 1c, fig. E1d.

Învelitoarea este din tabla cutata izolata termic pe ferme legate articulat de stâlpi. Stâlpii au fost proiectati din otel OL37.

Constructia este amplasata în Bucuresti.

1. STRUCTURA HALEI

Plan hala - fig. E 1a

Plan sarpanta acoperis – fig. E 1b

Sectiune transversala – Fig. E1c

Sectiunea longitudinala – fig. E1d

[top]

2. ÎNCARCARI

2.1. Încarcari permanente

normat n calcul

Sarpanta acoperis

- învelitoare izolata 0,40 1,1 0,44 kN / mm2

- constructie metalica 0,25 1,1 0,44 kN / mm2

Pereti 0,35 1,1 0,39 kN / mm2

Ansamblu cale de rulare pe sir marginal 5,95 1,1 6,55 kN / mm2

Ansamblu cale de rulare pe sir central 4,80 1,1 5,28 kN / mm2

Stâlp metalic marginal 50,00 1,1 55,00 kN

Stâlp metalic central 60,00 1,1 66,00 kN

2.2. Încarcari cvasipermanente

Spatiu tehnic 0,20 1,2 0,24 kN/m2


32/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

2.3. Încarcari variabile

- Poduri rulante PC80.50/20.12 conform STAS 800/82

Reactiunile pe stâlpi din 2 poduri încarcate sunt:

Rmax = 122,5 1,2 147 kN

rmin = 39,9 1,2 48 kN

H = 46,8 1,3 60 kN

Greutate pod rulant + carucior: 792 kN

- Zapada – zona climatica C: gz = 1,50 kN/m2

· încarcare normata: = 1,20 kN/m2

· încarcare de calcul: = 1,95 x 1,20 = 2,34 kN/m2

- Vânt – zona climatica D : gv = 0,55 kN/m2

2.4. Încarcari exceptionale

Zona seismica de calcul: zona C.

Conform Normativului P100-92, valoarea fortei taietoare de baza de calcul se determina cu relatia 5.1 [ relatia (3) din prezentul ghid] :

în care:

- a = 1 clasa de importanta III, tabel 5.1, 100-92

- ks = 0,20 zona seismica de calcul C

- b - conform pct. 8.1.2.1. si P 100-92

b = 2,5 pentru T £ Tc

b = 2,5 – (T – Tc) ³ 1 pentru Tr > Tc

- Y trans = 0,17 x 1,7 = 0,289 – conform tabel 5.4. din P100-92

- Y long = 0,40 – conform tabel 5.4 din P100-92

- e - conform pct. 5.3.7. din P100-92

- Tc = 1,5

[top]

3. MATERIALE

Pentru stâlpii structurii s-a utilizat otel OL37 – 2k:

Rc = 220 N/mm2 pentru t £ 16 mm

Rm = 1,3 x 220 N/mm2 = 280 N/mm2

[top]

4. VERIFICARE CADRU TRANSVERSAL

4.1. schema statica – fig. E2

Caracteristici geometrice

sectiunea 1-1; Stâlp marginal – baza – fig. E3

A = 240,8 cm2


33/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Iz = 601944 cm4

Iy = 34662 cm4

Wz = 8599 cm3

Wy = 1620 cm3

sectiunea 2-2; Stâlp marginal – popic fig. E4

A = 184,0 cm2

Iz = 231936 cm4

Wz = 8599 cm3

sectiunea 3-3; Stâlp central – baza fig. E5

A = 322,8 cm2

Iz = 1047387 cm4

Iy = 49305 cm4

Wz = 13515 cm3

Wy = 1957 cm3

sectiunea 4-4; Stâlp central baza – fig. E6

A = 224,0 cm2

Iz = 2800314 cm4

Wz = 5895 cm3

4.2. Verificarea în domeniul elastic

4.2.1. Grupuri de încarcari

4.2.1.1. Gruparea fundamentala

Caracteristicile sectiunilor stâlpilor metalici pentru hala parter din fig. E1, prezentate la pct. 4.1., au rezultat din dimensionarea structuriiîn gruparea fundamentala în conformitate cu prevederile stas 10108/0-78.

Gruparile fundamentale de încarcari s-au stabilit în conformitate cu prevederile STAS 10101/OA-77:

SniPi + SniCi + ngSniVi

S-au luat în considerare 3 variante de grupari de încarcari (fig. E7), în vederea determinarii eforturilor maxime din diferite sectiuni alestructurii (P în kN si M în kNm).

Calculul eforturilor si deplasarilor s-a efectuat prin programul de calcul CADGRAF – Analiza statica si seismica (conform P100-92) acadrelor plane.

Eforturile de dimensionare pentru sectiunile caracteristice precum si eforturile unitare sunt prezentate mai jos – tabelul 1:

Tabelul 1

Stâlpi Sect.

Grup fundamentala DimensionareR

N/mm2N kN

M kNm

sREZ.

N/mm2

sSTAB

N/mm2

Stâlpmarginal

baza 1820 1107 205 208 220

popic 600 498 140 201 220

Stâlpcentral

baza 2810 1315 185 202 220

popic 1160 703 172 221 220

Deplasarea maxima la nivelul caii de rulare determinata prin CADGRAF:

Dc.r. = 8,12 cm < 1/800 = 9600/800 = 12 cm


34/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

4.2.1.2. Gruparea de încarcari exceptionale s-a stabilit în conformitate cu relatia (1):

Încarcarile s-au considerat astfel:

- încarcarile permanente: normate

- încarcarile cvasipermanente: normate

- încarcari variabile:

· zapada: = 0,30

· poduri rulante: 2 poduri descarcate

Încarcarile gravitationale, pe cadrul curent, pentru determinarea sarcinii seismice sunt prezentate în fig. E8:

4.2.2 Calculul eforturilor sectionale – analiza modala pe schema condensata a structurii.

Calculul eforturilor sectionate produse în stâlpii structurii de actiunea seismica s-a efectuat prin aplicarea analizei modale pe structuracondensata conform pct. 8.1.2.3.

(1) Condensarea structurii reale

cadrul transversal curent – fig. E9

în care:

g1 = = 239 + 452 + 239 = 930 kN

g2 = = 250 + 412 + 240 = 912 kN

G = G1 + G2 = 930 + 912 = 1842 kN

i1 = = 2 x 231936 + 280031 = 743903 cm4

i2 = = 2 x 601944 + 1047387 = 2251275 cm4

(2) Se calculeaza:

g = G2/G1 = 912/930 = 0,98

n = I2/I1 = 2251275/743903 = 3,02

l = h1/h = 5,6/14,0 = 0,4

(3) Determinarea perioadei proprii T corespunzatoare modului fundamental de vibratie, conform relatiei (6):

Pentru hale cu legaturi articulate:

d 11 = a 3h3/3EI1

Din tabelul 1, pentru structuri cu stâlpi legati articulat de rigle rezulta:

a = 0,215

a 3 = 0,376

Rezulta

d 11 = 0,376 x 14003 x 1000/3 x 2,1 x 106 x 743,9 x 103 = 0,22 cm/kN

T = 0,973 sec.

(4) Determinarea coeficientului b conform diagramei din fig. 5.3. – P 100-92

- pentru T = 0,973 sec. rezulta: b = 2,5


35/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(5) Din tabelul 1 pentru parametrii n, l , g rezulta coeficientul e :

e = 0,8469

(6) Se calculeaza forta taietoare cu relatia (3):

S = 225,4 kN

(7) Se calculeaza fortele de nivel S1 si S2 cu relatiile (8) si (9), în care coeficientii d si d2 rezulta din tabelul 1 în functie de parametrii n, l

, g :

d1 = 0,713

d2 = 0,287

S1 = d1S = 0,713 x 225,4 = 160,7 kN

S2 = d2S = 0,287 x 225,4 = 64,7 kN

(8) Se distribuie fortele de nivel S1 si S2 pe cadru cu relatiile (10) si (11):

valorile sarcinilor seismice distribuite pe structura (în kn) sunt conform fig. E10:

(9) Diagrama de eforturi N(kN) si M(kNm) pe structura din actiunea seismica rezulta conform fig. E11:

(10) Deplasarea orizontala la nivelul acoperisului D0

De = S1d 11 + S1d 12

d 11 = a 3h3/3RI1 = 0,22 cm/t = 0,022 cm/kN

d 12 = h3[a 3 - l(3a 2 - l2)/3]3EI4 = 14003 x 1000 x 0,205 / 3 x 2,1 x 106 x 743,9 x 103 = 0,126 cm/t = 0,0126 cm/kN

D0 = 160,7 x 0,022 + 64,7 x 0,0126 = 4,35 cm

D0 = 4,35 cm

4.2.3. Verificarea structurii halei parter la eforturile din încarcarea seismica – tabelul 2:

Tabelul 2

Stâlpi Sect.Gruparea fundamentala Gruparea exceptionala

N kN M kNm N kN M kNm

Stâlp marginalbaza 1820 1107 498 767

popic 600 498 239 247

Stâlp centralbaza 2810 1315 864 1289

popic 1160 703 452 406

Concluzii:

(a) Sectiunile de la baza stâlpului se dimensioneaza din gruparea fundamentala.

(b) Pentru sectiunile de la popic se considera o predimensionare si se vor verifica în domeniul post elastic.

4.3. Verificarea în domeniul post elastic

4.3.1. Verificarea cu metoda de calcul static neliniara prin examinarea directa a echilibrului la limita conform pct. 8.1.3.4.


36/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(1) Schema de calcul.

Mecanismul plastic de disipare a energiei corespunzatoare formarii de articulatii plastice la baza stâlpilor este prezentat în fig. E12:

a) Conform relatiei de calcul (21)

Lext = Lint

în care:

Lext - lucru mecanic virtual al fortelor exterioare

Lint - lucru mecanic virtual al fortelor interioare

Rezulta coeficientul de amplificare h din relatia:

(3) Calculul momentelor plastice ultime la baza stâlpilor.

Calculul se efectueaza cu valori ale rezistentelor medii de calcul conform relatiei (16) : Rm = 280 kN/mm2.

Pentru a tine seama de efectul fortei axiale se aplica relatia (19):

N/Nu + Mu,N/Mu = 1

în care:

N – forta axiala la baza stâlpului

Nu – forta capabila ultima a stâlpului tinând seama de efectul flambajului si considerând M = 0

Mu – momentul plastic ultim al sectiunii de la baza stâlpului, considerând N = 0

Mu,N – momentul plastic ultim al sectiunii de la baza stâlpului, luând în considerare efectul fortei axiale N

(4) Momentul plastic ultim la baza stâlpului central

a.

b.

c. se determina conform relatiei de mai sus, astfel:

864 / 8590 + / 4611 = 1,0

= 4170 kNm

(5) Momentul plastic ultim la baza stâlpului marginal

a.

b.


37/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

c. se determina conform relatiei de mai sus, astfel:

489 / 6294 + / 3078 = 1

= 2840 kNm

în calcul s-a introdus: = 4100 knm si = 2800 kNm

(6) Calculul coeficientului de amplificare h

Lext = hq[ (2 x 41,3 + 78,1)14,0 + (2 x 17,74 + 29,2) 8,4] = h 02793

Lint = q(2 x 2800 + 4100) = q x 9700

h = q x 9700 / q x 2793 = 3,47

Coeficientul de amplificare h corespunzator comportarii elastice a structurii la actiunea zonei seismice rezulta din relatia:

h = 1 / y = 1 / 0,289 = 3,46

Tinând seama de valorile apropiate ale coeficientului h , rezulta ca la actiunea taietoare de baza este de asteptat formareamecanismului plastic.

(7) Valorile sarcinilor seismice (kN) în domeniul post elastic conform fig. E 13:

(8) Diagrama de momente plastice ultime (kNm) si eforturile axiale (kN) – fig. E14:

(9) verificarea sectiunii bazei stâlpului central b – fig. E15:

Se formeaza articulatie plastica în zona A – B

Nervurile longitudinale în zona A – B au fost considerate numai ca elemente de rigidizare a inimii.

a. Verificarea de rezistenta sectiunea 2-2

Eforturile la distanta de 2,40 m de baza sunt:

N = 864 kN

M = 3544 kNm

Caracteristici geometrice

A = 322,8 cm2

Iz = 1047387 cm4

s rez = N / A + M / W = 86400 / 322,8 + 3253 x 104 x 70 / 1047387 = 268 + 2174

s rez = 244 n/mm2 240 N/mm2

b. Verificarea de stabilitate – sectiunea 2 – 2

sstab = N / FA + cM / F gW = 86400 / 0,83 + 322,8 + 0,7 x 410 x 105 x 70 / 0,911 x 1047387 = 323 + 2106 = 2429 kg/cm2

sstab = 243 n/mm2 240 N/mm2

(10) Verificarea sectiunii popicului stâlpilor marginali si centrali – tabelul 3:

Tabelul 3

Sect. StâlpiN kN

Mpe NKm

s stab. N/mm2

sect. initialasect.

modificata

Popic stâlp marginal 239 917 263,0 210,0

- stâlp central 452 1290 279,0 222,0


38/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Observatii:

(a) Se constata ca sectiunile alese în predimensionare pentru popicii stâlpilor nu satisfac conditiile pentru lucru în domeniul elastic.

(b) Ca urmare s-a facut o corectare a acestor sectiuni, adoptându-se sectiunile de mai jos, care satisfac conditia de rezistenta.

Popic stâlpi marginal – fig. E16

A = 207 cm2

I = 271500 cm

W = 5900 cm3

Popic stâlp central – fig. E17

A = 242 cm2

I = 309700 cm4

W = 6520 cm3

(11) Verificarea deplasarii relative de nivel

D = De / y = 4,30 / 0,289 = 14,8 cm D = 14 cm

D = 0,01h = 0,01 x 1400 = 14 cm

4.3.2. Verificare cu metoda dinamic neliniara.

Verificarea s-a efectuat pe baza programului de calcul DRAIN – 2D, procesat de CRETU SI MUSCALU.

Calculele au fost efectuate pentru accelerograma N – S, 4 martie 1977. S-a determinat starea de eforturi si deplasari pentru diferiteaccelerograme: accelerograma A; 0,9A; 0,8A; 0,7A. S-a determinat, de asemenea, efectul variatiei momentelor plastice a popicelor încomportarea post elastica a structurii. Rezultatele sunt prezentate la pct. B.

Concluzii:

(1) Se constata o buna corespondenta pentru proiectarea curenta, între rezultatele obtinute privind eforturile (N,M) si deplasarile calculatecu metoda echilibrului la limita [pct. 4.3.1 (8)] , si rezultatele din programul DRAIN – 2D – metoda dinamica neliniara (pct. A).

(2) Calculul dinamic liniar arata ca se formeaza mecanisme plastice pentru actiuni seismice corespunzatoare accelerogramelor 1A si0,9A.

(3) Incursiunea în domeniul post elastic începe la baza stâlpului central pentru accelerograma 0,8A.

(4) Pentru accelerograma 0,7A nu se formeaza articulatii plastice.

(5) Sectiunile de la baza stâlpilor sunt dimensionate de gruparea fundamentala, în timp ce popicii sunt sensibili influentati de actiuneaunor seisme de mare intensitate. Acest lucru este pus în evidenta de rezultatele obtinute cu metoda statica neliniara, pct. 4.3.1. (9).

Se constata ca în cazul în care popicii s-ar dimensiona la eforturile din gruparea fundamentala (pct. 4.2.3) în care valorile momentelorsunt 703 kNm/popic central si 498 kNm/popic marginal, s-ar ajunge la mecanisme plastice cu totul inacceptabile, în care se vor formaarticulatii plastice pe înaltimea stâlpului – pct. B. Aceasta (constatare) subliniaza necesitatea controlului prin proiectare a mecanismelorplastice.

A. Starea de eforturi si deplasari pentru diverse accelerograme

1. pentru accelerograma A

Formarea articulatiilor plastice

2. pentru accelerograma 0,9A


3. pentru accelograma 0,8A


4. pentru accelograma 0,7A

Nu se formeaza articulatii plastice

B. Efectul variatiei momentelor plastice a popicelor

1. popici cu aceeasi sectiune


39/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

= = 1400 kNm

2. popicii cu sectiuni diferite

= 800 kNm

= 1400 kNm

[top]

5. VERIFICAREA CADRU LONGITUDINAL CENTRAL-ax B

5.1. Schema statica – portal cu contravânturi centrale în v – conform pct. 9.1.2.2. – fig. E18

Caracteristicile geometrice ale sectiunilor stâlpilor sunt date la pct. 4.1.

5.1.1. Verificare în domeniul elastic

(1) Încarcarile gravitationale în kN pe cadrul longitudinal central pentru determinarea sarcinii seismice sunt date în fig. E 19.

(2) Determinarea fortei taietoare de baza

Calculul fortei taietoare de baza pentru verificarea structurii se face conform relatiei (3) si anume:

(3) calculul a fost condus pe schema simplificata din fig. E20.

Forta S este preluata de substructura sirului de stâlpi si substructura portalului proportional cu rigiditatile lor.

(4) Determinarea rigiditatii sirului de stâlpi conform relatiei (36):

Rst = nst12El / h23 = 8 x 12 x 2,1 x 106 x 49305 / 8403 x 1000 = 16,78 t

Rst = 167,8 kN

(5) Determinarea rigiditatii portalului conform relatiei (37) – fig. E21

Rp = 1 / d 11

d 11 = 2n2 / EA

I = 2n cosa = 2n x 0,581

n = 0,861

Id = 2032 cm

caracteristicile geometrice ale elementului ortalului fig. E22:

d 11 = 2 x 0,8612 x 103 x 1032 / 2,1 x 106 x 117,6 = 0,0062

Rp = 1 / 0,0062 = 161,29 t = 16,129 kN

(6) Distributia fortei taietoare de baza pe substructuri conform relatiilor (39) si (40):

Sst = 1011,6 x 167,8 / (167,8 + 1612,9) = 95,4 kN

Sp = 1011,6 x 1612,9 / (167,8 + 1612,9) = 916,2 kN

A = 2 x 58,8 = 117,6 m2

I = 2 x 8030 = 16060 cm4

i = 11,69l = 88F = 0,636

Se constata ca practic toata încarcarea seismica orizontala din structura este preluata de portal.

(7) Verificare portal

Nd = 0,861 x 916,2 = 789 kN


40/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Se verifica conditia din ghidul de proiectare pct. 9.1.4.1. – relatia (52):

1,5Nd < 0,8AF minR

1,5 x 789 < 0,8 x 117,6 x 0,636 x 22

1184 kN < 1316 kN

Conditia este îndeplinita.

(8) Calculul deplasarii elatice:

De = Spd 11 = 91,6 x 0,0062 = 0,57 cm

rezultatele calculelor sunt prezentate în fig. E23.

Modelul simplificat de calcul s-a verificat prin comparare cu un calcul exact pe structura reala utilizând programul de calcul CADGRAF(rezultatele sunt în paranteza).

Se constata ca modelul simplificat de calcul conduce la rezultate suficient de exacte pentru necesitatile practicii curente.

5.1.2. Verificare în domeniul post elastic

(1) Verificarea eforturilor unitare

Np,pl = Np / y = 789 / 0,4 = 1972,5 kN

Np,pl / FA = 19725 / 0,636 x 117,6 = 263,7 N / mm2

Valoarea efortului unitar de 264 N/mm2 este cuprinsa între limita de curgere 240 N/mm2 si rezistenta medie 280 N/mm2, ceea ce arata caexista posibilitatea ca barele portalului sa flambeze.

(2) Verificarea deplasarii relative de nivel

D = De / y = 0,57 / 0,4 = 1,43 cm < 0,01h = 8,4 cm

(3) Calculele efectuate cu programul DRAIN – 2D au condus la valori ale eforturilor axiale si ale deplasarilor prezentate în fig. E24:

Se constata:

(a) Deplasarea la nivelul caii de rulare este de 2,6 cm fata de 1,43 cm [pct. (2)] se înscrie în limita admisa de 8,4 cm;

(b) Efortul axial N = 2570 kN fata de N = 1973 kN [pct. (1)] confirma constatarea ca diagonalele portalului pot flamba.

În consecinta este necesara verificarea conditiei de siguranta.

(4) Verificarea conditiei de siguranta

(4a) Se considera ca portalul iese complet din lucru si se verifica ca sirul de stâlpi sa poata prelua 25% din forta taietoare de baza.

Ssi = 0,25 x 1011,6 = 252,9 kN

S1si = 252,9/8 = 31,6 kN

M1st = 31,6 x 8,4/2 = 132,7 kN

N1st = 45,2 + 41,2 = 86,4 kN

s = N / FA + M / W = 109,5 N/mm2 < 220 N/mm2

Deplasarea sirului de stâlpi:

Dst = Sstd 11 = Sst x 1 / Rst = 252,9 / 167,8 = 1,51 cm

(4b) Starea de eforturi si deplasari în comportarea post elastica:

Sst = Sst / 0,25 x 0,4 = 252,9 / 0,25 x 0,4 = 2529 kN

Starea de eforturi:

S1st = 2529 / 8 = 316 kN

M1st = 316 x 8,4 / 2 = 1327/ kN

N1st = 86,4 kN


41/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

Admitând în mod simplificat:

mpl WplRc = 572 < 1327 kNm

Deci se formeaza articulatii plastice.

Deplasarea sirului de stâlpi:

D = 1,51/0,25 x 0,4 = 15,1 cm

Din calculul efectuat cu programul de calcul neliniar DRAIN –2D rezulta, fig. E25.

Formarea articulatiilor plastice – fig. E26.

Se constata:

(a) Se formeaza articulatii plastice la baza tuturor stâlpilor, articulatii care se mentin o perioada lunga de timp;

(b) Deplasarile de 30,5 cm fata de 15,1 cm (la nivelul de prindere a stâlpilor grinda orizontala rigida) se explica prin micsorarea rigiditatii.

5.2. Schema statica – portal cu contravânturi excentrice în k – fig. E 27:

Caracteristicile geometrice ale sectiunilor stâlpilor sunt date la pct. 4.1. al exemplului de calcul.

barele portalului (rigla si diagonalele) – fig. E22, au urmatoarele caracteristici:

A = 117,6 cm2

I = 16006 cm4

Wel = 1070 cm3

Wpi = 1230 cm3

Conditia de link scurt:

Mpl = WplR = 1230 x 2,2 = 270,6 tcm = 270,6 kNm

Qpl = A 0,2R = 2(30 – 2 x 1,6) x 1 x 0,6 x 2,2 = 70,57 t = 707,5 kNm

e = 1,6 Mpl / Qpl = 1,6 x 270,6 / 707,5 = 0,61 » 0,7 m

5.2.1. Verificarea în domeniul elastic

Determinarea fortei taietoare de baza:

S = 1 x 0,20 x 2,5 x 0,2 x 5058 = 505,8 kN

în care Y = 0,2 – conform P100-92

Pentru link scurt (pct. 9.1.2.4) se accepta ca rigiditatea portalului în K este practic egala cu rigiditatea portalului în V.

În aceste conditii portalul se încarca, conform relatiei (40), cu:

Sp = 505,8 x 1612,9 / (167,8 + 1612,9) = 458,1 kN

se calculeaza succesiv fig. E 28:

Nd = Sp / 2cos a = 458,1 / 2 x 0,558

Nd = 410,5 kN

Vp = Nd / sin a = 410,5 / 0,83 = 494,6 kN

R = Vde / l = 494,6 x 0,7 / 12 = 28,9 kN

M = R(1 / 2 - e / 2) = 28,9 - 5,65

M = 163,3 kNm

Q = R - Vd = 465,7 kN

Calculul momentului la marginea guseului:

M = 0,9 x 163,3 = 147 kNm

Rezulta:


42/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

s = M / W = 1470 x 104 / 1070 = 1374 kg/cm2

t = Q / Ai = 465,7 x 103 / 53,6 x 102 = 86,9 N/mm2

Este îndeplinita conditia care cere cala actiunea asociata fortelor taietoare de baza S portalul sa ramâna în domeniul elastic.

5.2.2. Verificare în domeniul post elastic

(1) Metoda echilibrului la limita

- Se calculeaza forta taietoare ultima:

- Se calculeaza momentul asociat fortei taietoare ultime:

Rezulta:

- Se calculeaza Mu la baza stâlpului central:

Relatia (21) din ghidul de proiectare de la pct. 8.1.3.4. – fig. E 29, devine:

Lext = Lint

Rezulta:

h = 109 850 / 42 480 = 2,59

a. Verificarea diagonalei portalului:

Nd = Nd,eih = 410,5 x 2,59 = 1063,2 kN

Nd / FA = 106320 / 0,62 x 117 = 1458 kg/cm2 = 147 N/mm2 < 220 N/mm2

Deci diagonalele ramân în domeniul elastic.

b. Verificarea stâlpului

Deplasarea corespunzatoare a stâlpului:

D = hDe = 2,59 x 458,1 x 0,00062 = 2,59 x 0,287 = 0,74 cm

Rigiditatea unui stâlp central:

Rst.c = 167,4 / 8 = 21 kN

Forta orizontala pe stâlp care produce deplasarea 0,74 cm este:

21 x 0,74 = 15,5 kN

Momentul încovoietor pe stâlp asociat deplasarii de 0,74 cm este:

15,5 x 8,4 / 2 = 65,1 kNm

Verificarea stâlpului:

N / FA + M / W = 72,6 N/mm2 < 220 N/mm2

c. Calculul deplasarii


43/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

D = De / y = 0,287 / 0,2 = 1,435cm

(2) Metoda dinamic neliniara

Rezultatele obtinute prin programul de calcul DRAIN-2D aplicat sunt date în fig. E 30.

formarea articulatiilor plastice – fig. E 31.

Se constata:

a. Formarea articulatiilor plastice numai în linkurile portalului în K, mentinându-se o perioada lunga de timp;

b. Deplasarile sunt de 4,1 cm fata de 1,435 cm conform pct. 5.6. (1).

[top]

6. EFECTUL TORSIUNII GENERALE

Încarcarile gravitationale pentru determinarea încarcarilor seismice pe cadrele longitudinale sunt prezentate în fig. E 32 si fig. E 33.

CLA – Cadru marginal – fig. 32

CLB – Cadru central – fig. 33

(1) Masa totala la nivelul acoperisului

(2) Calculul fortei taietoare de baza

(3) Calculul momentului de torsiune

Efectul torsiunii generale se ia în considerare numai prin excentricitatea e2.

e2 = 0,075 x 7 x 12 = 6,3 m

(4) Cuplul de forte ce reprezinta efectul torsiunii generale se determina cu relatia (60) – fig. E34.

H = Mt / nt x l = 9130 / 7 x 12 = 108 kN

(5) Pentru sarpanta acoperisului, formata din ferme, pane si contravânturi, gradul de conlucrare spatiala se determina cu relatia (62):

a = rcv / rc

în care:

rcv – rigiditatea de deplasare a contravânturilor longitudinale, calculata pe schema conventionala a unei console cu lungimea I a traveii

si cu un moment de inertie egal cu suma momentelor de inertie a tuturor contravânturilor (Icv = S Iicv):

rc - rigiditatea la deplasare a cadrelor transversale la nivelul acoperisului

rcv = 1 / d 11 = 1 / 0,219 = 4,57

s = 17,72 / 4,52 = 3,88

Din tabelul 3 pentru gradul de conlucrare spatiala rezulta coeficientul m - relatia (61):

St = m H

= 0,738 x 108 = 79,7 kN

= 0,310 x 108 = 33,5 kN

= 0,053 x 108 = 5,7 kN


44/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(6) Forte taietoare de baza pe cadrele transversale corespunzatoare încarcarilor pe cadrul respectiv.

Cadrul CT2 – fig. E35

SG2 = 184,3 kN

S2 = cG = 1 x 0,20 x 2,5 x 0,942 x 1843 = 0,136 x 1843 = 250,7 kN

Cadrul CT1 – fig. E36

SG1 = 9711 kN

S1 = cG = 0,136 x 971 = 132 kN

Cadrul CT3 – fig. E 37

SG3 = 1342 kN

S3 = cG3 = 0,136 x 1342 = 182,5 kN

(7) Calculul fortelor de baza pe cadrele transversale 1, 2 si 3 tinând seama si de efectul torsiunii generale.

Valorile fortelor taietoare de baza tinând seama si de efectul torsiunii prin însumarea fortelor taietoare de baza corespunzatoareîncarcarilor pe fiecare cadru transversale cu efectele fortelor Si calculate la pct. 5 – fig. E38, rezulta:

Se verifica relatia (63)

S1 + St,i < 1,15Scalcul

Pentru cadrul transversal cel mai încarcat:

S2 + St,2 = 284,2 kN < 1,15 x 250,7 = 288,3 kN

Observatie:

În cazul în care fortele taietoare de baza S1 pe cadrele 1, 2 si 3 ar fi distribuite spatial pe cele 3 cadre – fig. E39, rezulta:

În calculul spatial rezulta pe cadrul cel mai încarcat forta taietoare de baza

202,8 + 33,5 = 236 kN < 250,7 kN

care este mai mica decât forta taietoare de baza la care a fost verificat cadrul cel mai solicitat. Forta taietoare de baza maxima S = 263,3kN care rezulta dintr-un calcul spatial nu depaseste valoarea fortei taietoare pe baza de calcul Scalcul = 250,7 kN cu care au fost verificate

cadrele transversale.

[top]

CAP. III.2. EXEMPLU DE CALCUL 2

Se cere sa se compare eforturile sectionale produse în stâlpii structurii având sectiunea transversala a cadrului din exemplu de calcul 1,fig. E1c, prin urmatoarele metode:

1. Analiza modala pe structura reala, conform pct. 8.1.2.2.;

2. Analiza modala pe structura condensata, conform pct. 8.1.2.3.;

3. Metoda statica echivalenta simplificata, conform pct. 8.1.2.4., care este Metoda A din Normativul P100-92.

1. ANALIZA MODALA PE STRUCTURA REALA

În vederea realizarii analizei modale în domeniul elastic pe cadrul transversal plan s-a utilizat programul de calcul CADGRAF.

(1) Datele de intrare pentru programul de calcul CADGRAF sunt prezentate la pct. 4.1. si pct. 4.2.1.2. din EXEMPLU DE CALCUL 1.

(2) Distributia fortei taietoare debaza pe structura este data în fig. E40.

(3) Perioada proprie pentru modul fundamental de vibratie este T = 0,99 sec.

(4) Diagrama de eforturi N(kN) si M(kN) pe cadrul transversal este conform fig. E41.

(5) Deplasarea orizontala la nivelul acoperisului (deplasarea relativa de nivel):


45/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

D = 4,20 cm

[top]

2. ANALIZA MODALA PE STRUCTURA CONDENSATA

Valorile eforturilor sectionale calculator în EXEMPLU DE CALCUL 1 sunt trecute în tabelul centralizator de la pct. 4.1. – EXEMPLU DECALCUL 2.

[top]

3. METODA STATICA ECHIVALENTA SIMPLIFICATA (Metoda A din Normativul P100-92)

(1) Determinarea perioadei proprii pentru modul fundamental de vibratie, conform anexa b din normativul p100-92 (metoda simplificata)fig. E42:

în care:

d n – sageata orizontala (în cm) a stâlpilor la nivelul acoperisului din încarcarea gravitationala G, considerata aplicata orizontal

d n = Gd 11 + G2d 12

d 11 = h3a 3 / 3El1

d 12 = h3[a 3 - l(3a 2 - l2) / 2] / 3El1

d 11, d 12 se calculeaza pentru forta 10 kN

a 3 = [(n - 1)l3 + 1] / n = [(3,02 - 1)0,43 + 1] / 3,02 = 0,374

a 2 = [(n - 1)l2 + 1] / n = [(3,02 - 1)0,43 + 1] / 3,02 = 0,438

an = I2 / I1 = 22,5 x 105 / 7,44 x 105 = 3,02

l = h1 / h = 5,6 / 14,0 = 0,4

d 11 = 14003 x 103 x 0,374 / 3 x 2,1 x 106 x 7,44 x 105 = 0,22 cm / t = 0,022 cm / kN

d 12 = 14003 x 103 x 0,143 / 3 x 2,1 x 106 x 7,44 x 105 = 0,084 cm / t = 0,0084 cm / kN

d n = 930 x 0,022 + 913 x 0,0084 = 28,12 cm

T = 1,06 sec

(2) Coeficientul de echivalenta e s-a determinat pe baza relatiei (5.5) din P100-92, în care vectorii uk au fost înlocuiti cu înaltimile la care

actioneaza masele [ relatia (13)] :

e = (G1h + G2h2)2 / G(G1h12 + G2h2

2) = (930 x 14 + 91,3 x 8,4)2 / 1843(930 x 142 + 913 x 8,42) = 0,942

(3) Determinarea fortei taietoare de baza [ relatia (3)]

Determinarea încarcarii seismice orizontale pentru verificarea structurii se face conform Normativului P100-92 pct. 5.1.:


46/46file:///E:/rt6_2/gp003_96.htm

(4) Distributia fortei taietoare de baza pe structura [ relatiile (14) si (15)] :

Valorile sarcinilor seismice în kN distribuite pe structura sunt prezentate în fig. E43.

(5) Diagrama de eforturi N(kN) si M(kNm) pe structura din actiunea seismica este prezentata în fig. E44.

(6) Deplasarea orizontala la nivelul acoperisului (deplasarea relativa de nivel):

De = S1d 11 + S2d 12 = 157,85 x 0,022 + 92,85 x 0,0084 = 4,25 cm

De = 4,25 cm

[top]

4. ANALIZA COMPARATIVA A REZULTATELOR

În tabelul 4 sunt prezentate rezultatele celor 2 metode:

Tabelul 4

MetodaT

(sec.)S kN

M (kNm)

Stâlpcentralbaza

Stâlpmarginal

baza

1Analiza modala pe structurareala

0,990 233,7 1350,0 819

2Analiza modala pe structuracondensata

0,973 225,4 1289 766

3Metoda statica echivalentasimplificata

1,06 250,7 1350 819

Din examinarea tabelului rezulta ca metoda analizei modale pe structura condensata conduce la valori apropiate de valorile exacte decalcul determinate prin metoda analizei modale pe structura reala.

[top]

GP 003-96

Documents

Transcript of GP 003-96