P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

1/51

CLDIRE BIROURI CASCADE PARKPLAZA

STR. DINU VINTIL NR. 11Proiect nr. Emis Aprobat Cod proiect Specialitate Tipul doc. Nr.doc Rev. Data

CC10001 IBA DMA C P P S T R O S P 0 2 02 11.06.2007

Creat de popp & asociatii/ P& A-CPP-OSP-02-r02-11.06.07-rom

MEMORIU TEHNIC DE STRUCTUR

FAZA: PT/ PA C

02 08.06.2007. nlocuiete memoriul predat la data08.05.2006

01 08.05.2006. Faza PT, nlocuiete memoriul predat lafaza PAC

Drago Marcu

00 07.04.2006. Prima editie Drago MarcuREV. DATA MODIFICARI SEMNATURA

EMITENTULUI

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

2/51





1. Generaliti

Pe str. Dinu Vintil nr.11, sector 2, Bucureti, la intersecia cu Bulevardului Lacul Tei i custr. Barbu Vcrescu se afl un teren aflat n propietatea Cascade Group n suprafa total de cca.1850 m2.

Pe acest teren se vizeaz construirea unui imobil de birouri avnd regim de nlime 5S + P+ 19E, o adncime total subteran de cca. 18 m (incluznd i radierul) i o nlime totalsuprateran de cca. 80 m.

nlimea de nivel sunt:- pentru subsolurile 2-5 3.00 m- pentru subsolul 1 4.00 m- pentru parter 4.90 m- pentru etajele 1-18 3.85 m- pentru etajul 19 4.50 m

Suprafeele brute de nivel sunt:- pentru subsoluri 1820 m2- pentru parter i primele 4 etaje 1060 m2- etajele 5-19 (variabil) 785 - 860 m2

Dac subsolurile ocup quasi-totalitatea terenului aflat n proprietate, avnd forma unuitriunghi dreptunghic cu o latura de cca. 57.86 m, cea de a doua latur cca. 53.2 m i ipotenuzacca. 78.6 m, parterul i primele 4 etaje se retrag la cca. 15 m (din axul 1 pn n axul 3), acesttronson pstrnd o form aproape triunghiular. Tot o form apropiat de triunghi are tronsonulsuperior, definit de etajele 5-19 i ncadrat ntre axele 6(7) A i H. De menionat c formatriunghiular a tronsonului superior este valabil pentru etajul 18, transformndu-se pe msur ce

numrul nivelului descrete ntr-o form trapezoidal. Practic, colul definit de axele H,7 i 25 seexinde de la etajul 5 la etajul 18.

Obiectul prezentului memoriu tehnic l constituie faza Proiect Tehnic.Structura de rezisten a fost conceput pe baza partiului propus de SC DSBA SRL (arh.

Dorin tefan, arh. Adrian Arendt), proiectantul general al acestui ansamblu de locuine.S-a avut la dispoziie i Studiul Geotehnic ntocmit pe acest amplasament de SC AGISFOR

SRL.n cursul anului 2006 au fost efectuate ncercri n tunelul aerodinamic pe modelul cu

rspuns static al cldirii. ncercrile au fost efectuate n cadrul UTCB de ctre Catedra de Hidraulici Protecia Mediului, ncercrile fiind conduse de ctre Conf. Dr. Ing. Liviu Haegan.

2. Condiii de amplasament

Construcia este amplasat n oraul Bucureti. Conform hrilor de zonare seismicconstrucia se amplaseaz n zona C, ceea ce corespunde unei acceleraii la nivelul terenului de0.24 g ( ks=0.24), pentru o perioad de col a spectrului seismic Tc = 1.6 sec, considernd uncutremur cu interval mediu de recuren de 100 ani (calculul la Starea Limita Ultima). Coeficientulde amplificare dinamic este, pentru modul fundamental ( caruia ii corespunde o perioada propriede vibratie T=2.60s) =1.30 conform normativului P100-2006.

n orice caz pentru o astfel de investiie ar fi benefic (iar raiunile economice i desiguran o reclam) efectuarea unui studiu de microzonare seismic, care s determine clar iparticularizat valoarea acceleraiei terenului i configuraia curbei spectrale.

Categoria de importan a construciei este C.Clasa de importan a construciei este clasa a II-a (mai mult de 400 ocupani), ceea ce

conduce la un coeficient =1.2.Coeficientul ce ine cont de ductilitatea structural este q=2. La alegerea coeficientului q s-a

inut seama de condiiile severe de calcul i comportare ale structurii, plecnd de la formaneregulat n plan, retrageri structurale importante, prezena uni nucleu excentric, toate acesteacontribuind la sensibiliti nsemnate la torsiune ale structurii. Optarea pentru planeul de tip dal

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

3/51





(din raiuni ce au inut de obinerea unei nlimi libere corespunztoare) a fost alt parametru carea condus la amendarea coeficientului q (considernd astfel structura ca avnd o ductilitate

medie).Factorul de corecie care ine seama de contribuia modului propriu fundamental prin masa

modal efectiv asociat acestuia este =1.0, pentru T>Tc.Din punct de vedere al solicitrilor din vnt, construcia se gsete n zona B, amplasament

II, cu presiune dinamic de baz 0.50 kN/m2.Componenta dinamic a aciunii vntului este caracterizat de coeficientul dinamic cd.Din punct de vedere al ncrcrilor din zpad construcia se gsete n zona C.Terenul de fundare este definit de o succesiune a straturilor alctuit din umpluturi de cca.

1m adncime (local 4.7 m), complexul luturilor de Bucureti pn la o adncime de cca. 4.5 m,complexul pietriurilor de Colentina pn la o adncime de cca. 20 m, complexul argilelorintermediare pn la o adncime de cca. 32(34) m, urmat de complexul de Mostitea. Nivelulhidrostatic se gsete la cca. 9 m sub nivelul terenului.

3. Consideraii privind calculul, conformarea i dimensionarea structurii

3.1 Consideraii generaleConform subcapitolului 4.4.1.3. Geometria (configuratia) structurii din codul P100-1/2006

proiectarea seismica va urmari realizarea unei structuri ct mai regulate, distribuite ct maiuniform n plan, permitnd o transmitere directa si pe un drum scurt a fortelor de inertie aferentemaselor distribuite n cladire.

De asemenea, conform subcapitolului 4.4.1.5. Rigiditate si rezistena la torsiune, structuratrebuie sa fie nzestrata cu suficienta rigiditate si rezistenta la torsiune pentru a limita manifestareaunor miscari de rasucire n ansamblu a constructiei, care ar putea spori periculos eforturile sideplasarile orizontale ale cladirilor.

Se observa ca structura analizata nu raspunde cerintelor subcapitolelor 4.4.1.3 si 4.4.1.5 dincodul de proiectare seismica P100-1/2006. In consecinta, alegerea metodei de calcul, a modeluluide calcul si a factorului de comportare vor tine cont de aceste neconformari.

Conform subcapitolului 4.4.3. Conditii pentru evaluarea regularitatii structurale, in vedereaproiectarii seismice constructiile se clasifica n regulate si neregulate.

Conform subcapitolului 4.4.3.2. Criterii pentru regularitatea structurala n plan:(1) Constructia trebuie sa fie aproximativ simetrica n plan n raport cu 2 directii ortogonale, dinpunct de vedere al distributiei rigiditatii laterale, capacitatilor de rezistenta si al maselor.(2) Constructia are forma compacta, cu contururi regulate. Daca constructia prezinta retrageri nplan, la diferite niveluri (margini retrase), se considera ca cladirea prezinta suficienta regularitatedaca aceste retrageri nu afecteaza rigiditatea n plan a planseului si daca pentru fiecare retragere,diferenta ntre conturul planseului si nfasuratoarea poligonala convexa (circumscrisa) a planseuluinu depaseste 10% din aria planseului.(7) Structura este considerata regulata, cu sensibilitate relativ mica la rasucirea de ansamblu, dacadeplasarea maxima, nregistrata la o extremitate a cladirii este de cel mult 1,3 ori mai mare dectmedia deplasarilor celor 2 extremitati.

Se constata ca structura cladirii analizate nu respecta criteriile de regularitate structurala inplan.

Conform subcapitolului 4.4.3.3. Criterii pentru regularitatea pe verticala:(1) Sistemul structural se dezvolta monoton pe verticala fara variatii de la nivelul fundatiei

pna la vrful cladirii. Daca exista retrageri pe naltimea cladirii acestea nu depasesc, la oricarenivel, 20% din dimensiunea de la nivelul imediat inferior.

(2) Structura nu prezinta la nici un nivel reduceri de rigiditate laterala mai mari de 30% dinrigiditatea nivelului imediat superior (structura nu are niveluri flexibile).

(3) Structura nu prezinta la nici un nivel o rezistenta laterala mai mica cu mai mult de 20%dect cea a nivelului situat imediat deasupra (structura nu are niveluri slabe din punct de vedere alrezistentei laterale).

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

4/51





Se constata ca structura cladirii analizate nu respecta criteriile de regularitate pe verticala.

Conform subcapitolului 6.3. Tipuri de structuri si factori de comportare, 6.3.1. Tipuri destructuri, cladirea analizata se incadreaza in:a) Cadrele contravntuite centric. Fortele orizontale sunt, n principal, preluate deelemente supuse la forte axiale, sib)Structuri duale (cadre necontravntuite asociate cu cadre contravntuite). La aceste structurifortele orizontale sunt preluate de ambele tipuri de cadre proportional cu rigiditatea acestora.

Conform subcapitolului 6.3.2. Factori de comportare:(1) Factorul de comportare q exprima capacitatea structurii de disipare a energiei. Coeficientul qpoate fi luat din Tabelul 6.3, cu conditia satisfacerii cerintelor de regularitate a structurii din cap. 4al Codului P100-1/2006. Conform Tabelului 6.3 din Cod, pentru tipurile de structuri cadrecontavantuite centric si structuri duale si pentru clasa medie de ductilitate se considera factorul de

comportare q egal cu 4.(2) Daca cladirea este neregulata n elevatie, valorile lui q mentionate n Tabelul 6.3 trebuiereduse.

Pentru structura analizata se considera un factor de comportare q egal cu 4 care sepenalizeaza cu 50% pentru forma in plan, sensibilitatea la rasucirea de ansamblu si neregularitatilestructurale. Valoarea folosita pentru cladire in analiza modala cu spectre de raspuns este q=2.

Conform subcapitolului 4.4.5. Clase de importanta si de expunere la cutremur si factori deimportanta, nivelul de asigurare al constructiilor se diferentiaza functie de clasa de importanta si deexpunere la cutremur din care acestea fac parte. Importanta constructiilor depinde de consecinteleprabusirii asupra vietii oamenilor, de importanta lor pentru siguranta publica si protectia civila nperioada de imediat dupa cutremur si de consecintele sociale si economice ale prabusirii sau

avarierii grave.Cladirea analizata se incadreaza in Clasa II de importanta si de expunere - Cladiri a carorrezistenta seismica este importanta sub aspectul consecintelor asociate cu prabusirea sau avariereagrava - cladiri de locuit si publice avnd peste 400 persoane n aria totala expusa. Clasa II deimportanta si de expunere la cutremur este caracterizata de valoarea factorului de importantaI=1,2.

Conform subcapitolului 4.5.4. Calculul deformatiilor:(1) Calculul deformatiilor (deplasari laterale) este necesar pentru verificari la starea limita deserviciu, iar pentru unele structuri cu deformabilitate mai mare, cum sunt structurile tip cadru, sipentru verificari la starea limita ultima.(2) Calculul deplasarilor laterale pentru SLS se face cu relatia:

esdqd

=

unde,dsdeplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al actiunii seismiceq factorul de comportare specific tipului de structuradedeplasarea aceluiasi punct din sistemul structural, determinata prin calcul static elasticsub ncarcari seismice de proiectare factor de reducere care tine seama de perioada de revenire mai scurta a actiunii seismice

(3) Calculul deplasarilor laterale pentru ULS se face cu relatia:es dqcd =

unde,c factor supraunitar care tine seama de faptul ca n raspunsul seismic inelastic cerintele dedeplasare sunt superioare celor din raspunsul elastic pentru structuri cu perioada de oscilatie mai

mica dect Tc.(4) Valorile deplasarilor ds pentru SLS si ULS se obtin si din calculul dinamic liniar, respectiv,neliniar.

Filozofia proiectarii antiseismice traditionale este aceea ca o structura este proiectata sareziste la incarcarile laterale date de seisme de intensitate mica in domeniul elastic, iar la seismede intensitati medii si mari sunt permise unele avarieri in structura, dar se evita colapsul. Ca o

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

5/51





consecinta, trebuie sa se dezvolte articulatii plastice in structura pentru a disipa energia indusa decutremurele majore. Aceasta abordare este acceptabila luand in considerare atat necesitatile

economice, cat si siguranta vietii. Dezoltarea de articulatii plastice se bazeaza pe deformatii mari instructura si pe capacitatea de ductilitate a acesteia. Structurile importante trebuie sa ramanafunctionabile dupa un cutremur major, ceea ce face ca abordarea mai sus mentionata (a siguranteivietii) sa nu mai corespunda. Aceste structuri trebuie sa fie suficient de puternice/adaptabile pentrua nu permite dezvoltarea de deformatii si acceleratii mari astfel incat ele sa-si mentina functiile sidupa ce au fost supuse unor cutremure majore.

Avarierea structurala in timpul cutremurelor puternice este o consecinta directa adeformatiilor elementelor structurale si nestructurale. Pentru limitarea starii de avariere si implicit apagubelor directe produse de cutremure puternice este necesara limitarea deformatiilor structuraleprin controlul deplasarilor laterale ale constructiei. Acest control al deplasarilor laterale se poateface fie prin marirea rigiditatii structurii ce implica consumuri suplimentare de material si atrageunoeri sporuri de forta seismica fie prin limitarea deplasarilor laterale datorata amortizarii

suplimentare a structurii solutie aleasa la structura analizata. Aceasta amortizare suplimentara s-a obtinut prin introducerea de amortizori vascosi in structura de rezistenta a constructiei; acestiatransforma energia cinetica data de fortele exterioare in energie calorica (caldura). Disipareaenergiei induse de cutremur la structura echipata cu amortizori seismici nu se bazeaza pecapacitatea de ductilitate ci, disiparea de energie este concentrata pe amortizorii adaugati structuriiasa incat avarierea structurii la incidenta cutremurelor majore este sensibil redusa cu consecinteevidente in limitarea pierderilor seismice induse.

Amortizorii vascosi aduc un spor insemnat de amortizare cldirii, ceea ce face ca rspunsulin deplasari / deformatii a acesteia la cutremur si implicit starea de avariere a structurii s scadfoarte mult. Ceea ce se obtine este marirea fractiunii de amortizare de la 2% din valoarea critic,pe care structura fara amortizori o are, la o valoare 20%. Amortizarea suplimentara la nivel destructura duce la reduceri ale raspunsului in deplasari laterale al structurii cu valori de la 1.8 la 2.

Sistemul de amortizori este adecvat pentru structura analizata deoarece este o cladire flexibilaincarcata cu forte laterale. Pretabilitatea cladirilor flexibile la echiparea cu sisteme de amortizorivascosi rezulta din faptul ca amortizarea la nivel de structura este activata de vitezele relative intreniveluri, viteze relative ce cresc odata ci cresterea flexibilitatii structurii. Cu cat este mai mareviteza relativa de nivel, cu atat este mai mare si amortizarea.Alcatuirea unui amortizor vascos este prezentata in figura 3.1.

Fig. 3.1 Amortizor vascos

In Figura 3.2 sunt reprezentate vibratiile libere amortizate ale unei structuri cu diferite fractiuni deamortizare critica intre 2% si 50%. Se poate observa influenta hotaratoare a maririi fractiunii deamortizare critica atat asupra amplitudinii ciclurilor cat si a numarului de cicluri cu amplitudinemare.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

6/51





Vibratii libere - viteza initiala

-3

-2

-1

0

1

2

3

0 1 2 3 4 5 6 7

t, s

Deplasare,cm

2%

5%

10%

20%

50%

Figura 3.2. Vibratii libere amortizate pentru diferite fractiuni din amortizarea critica

Sporirea fractiunii de amortizare critica este eicienta si pentru evitarea fenomenuluide rezonanta intre perioada de vibratie a structurii si perioada predominanta a miscariiterenului in timpul miscarilor seismice puternice. In Figura 3.3 este reprezentat factorul de

amplificare al deplasarii in functie de raportul intre perioada cladirii si perioada excitatieiseismice. Se poate observa amplificarea substantiala a deplasarii de catre structura inconditii de rezonanta si cvasirezonanta pentru fractiuni reduse din amortizarea critica (2%,5% si 10%). Fenomenul de amplificare devine foarte redus pentru fractiuni marite dinamortizarea critica (20%, 50%).

Acceleratie sinusoidala

0

5

10

15

20

25

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

Perioada cladirii/Perioada excitatiei

Factoruldeamplificareald

eplasarii

2%

5%

10%

20%

50%

Figura 3.3 Factorul de amplificare al deplasarii vs raportul intre perioada cladirii si perioada

excitatiei seismice

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

7/51





Influenta cresterii amortizarii asupra rasunsului seismic structural este aratata si in Figura3.4 unde sunt reprezentate deplasarile spectrale corespunzatoare miscarii seismice inregistrate la

INCERC pe directia N-S la 4 martie 1977 pentru fractiuni crescatoare din amortizarea critica. Sepoate observa reducerea semnificativa a deplasarilor spectrale, in special in zona de perioadeapropiate perioadei predominante de miscare a terenului in timpul cutremurului.

Figura 3.4 Deplasari spectrale corespunzatoare miscarii seismice INCERC N-S inregistrate la4 martie 1977 pentru fractiuni crescatoare din amortizarea critica

Efectele amortizorilor vascosi asupra unei structuri pot fi illustrate pe considerente energeticeastfel:

dhskI EEEEE +++= (3.1)

unde EI este energia input a seismului, Ek este energia cinetica a sistemului structural, Es este

energia de deformatie elastica absorbita de system Eh este energia disipata de sistem prinhysteresis, si Ed este energia disipata prin capacitatea inerenta de amortizare a structurii si deamortizorii vascosi suplimentari. Termenul din partea dreapta a relatiei (1) reprezinta capacitateaexprimata in energie a structurii, iar termenul din stanga reprezinta cerinta indusa in structura demiscarea terenului in timpul unui cutremur. Pentru ca o structura sa supravietuiasca unui cutremur,capacitatea trebuie sa fie mai mare decat cerinta de energie. In proiectarea conentionala lacutremur capacitatea este data in cea mai mare parte de termenul energie histeretica, Eh , carerezulta din deformatia post-elastica a structurii. Pentru o structura cu amortizori vascosi,capacitatea de disipare de energie creste prin cotributia lui Ed , si sistemul va fi proiectat astfelincat disiparea enegiei de input prin amortizare sa se produca inaintea inceperii deformatieiinelastice in structura initiala. Astfel, se imbunatateste performanta structurii initiale.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

8/51





PGA=0,24g

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

T, s

Energie,

(mm/sec)^2

Energie input

Energie de amortizare

Energie histeretica

Figura 3.5 Valori ale energiei input, energiei de amortizare, energiei hiteretice

pentru 2% fraciune din amortizarea critic.

PGA=0.24g

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

T, s

Energ

ie,

(mm/sec)^2

Energie input

Energie de amortizare

Energie histeretica

Figura 3.6 Valori ale energiei input, energiei de amortizare, energiei hiteretice pentru 30%fraciune din amortizarea critic.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

9/51





3.2 ncrcri, grupri de ncrcri .

Gruparea ncrcrilor a fost condiderat conform normativului BAZELE PROIECTRIISTRUCTURILOR N CONSTRUCII indicativ CR0-2005.

Valorile ncrcrilor utile i permanente au fost considerate n calculul structurii de rezistensunt superioare celor impuse de normele n vigoare, aceste valori fiind impuse de ctre beneficiar.

GRUPAREA EFECTELOR STRUCTURALE ALE ACIUNILOR , PENTRU VERIFICAREASTRUCTURILOR LA STARI LIMIT ULTIME:

Gruparea fundamental:

kk

n

1j

j,k

k

n

1j

j,k

U05.1V5.1G35.1

U5.1G35.1

++

+

=

=

Gk,i efectul pe structur al aciunii permanente i , luat cu valoarea sa caracteristic;Uk efectul pe structur al aciunii utile, luat cu valoarea sa caracteristicVk efectul pe structur al aciunii vntului, luat cu valoarea sa caracteristic

Gruparea special

kEkI

n

1j

j,k U40.0AG ++=

AEk este valoarea caracteristic a aciunii seismice ce corespunde intervalului mediu derecuren, IMR adoptat de cod (IMR = 100 ani conform P100-2005).

GRUPAREA EFECTELOR STRUCTURALE ALE ACIUNILOR , PENTRU VERIFICAREASTRUCTURILOR LA STARI LIMIT DE SERVICIU:

kk

n

1j

j,k

k

n

1j

j,k

U7.0VG

UG

++

+

=

=

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

10/51





Figura 3.7 Distribuia ncrcrilor utile considerate n calculul suprastructurii pentruetajele inferioare

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

11/51





Figura 3.8 Distribuia ncrcrilor utile considerate n calculul suprastructurii pentruetajele superioare

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

12/51





3.3 Calculul la aciuni seismice

Conform conditiilor pentru caracterizarea constructiilor din punct de vedere al regularitatiidate n 4.4.3.2 si 4.4.3.3, cladirea analizata este neregulata. Datorita acestui caracter neregulat,analiza structurii se va face:

- folosind un model de calcul structural spatial- folosind procedeul de calcul modal- reducand valoarea coeficientului de comportare, q pentru a lua n considerare

incertitudinile privind comportarea seismica a structurilor neregulate.

Conform subcapitolului 4.5.3. Metode de calcul structural din cadrul normativului P100-2006:(1) n functie de caracteristicile structurale si de importanta constructiei se poate utiliza una dinurmatoarele metode de calcul pentru proiectarea curenta:

- metoda fortelor laterale asociate modului de vibratie fundamental, pentru cladirile care satisfacconditiile specificate n paragraful 4.4.3,- metoda calculului modal cu spectre de raspuns, aplicabila n general tuturor tipurilor de cladiri.Metoda ortelor laterale associate modului de vibratie fundamental nu poate fi aplicata din cauzaneregularitatilor structurale.Datorita neregularitatilor structurale, pentru cladirea analizata s-a adoptat, in prima faza, metodade calcul modal cu spectre de raspuns. In cazul cladirii analizate, metoda de referinta pentrudeterminarea efectelor seismice este calculul modal cu spectre de raspuns. Comportarea structuriieste reprezentata printr-un model liniar elastic, iar actiunea seismica este descrisa prin spectre deraspuns de proiectare. n metoda de calcul modal, actiunea seismica se evalueaza pe bazaspectrelor de raspuns corespunzatoare miscarilor de translatie unidirectionale ale terenului descriseprin accelerograme.

n calcul se considera modurile proprii cu o contributie semnificativa la raspunsul seismic total,astfel incat:- suma maselor modale efective pentru modurile proprii considerate reprezinta cel putin 90% dinmasa totala a structurii, si- au fost considerate n calcul toate modurile proprii cu mase modale effective mai mari de 5% dinmasa totala

(2) n afara acestor metode de calcul se pot aplica:- metoda de calcul dinamic liniar- metoda de calcul static neliniar- metoda de calcul dinamic neliniar.Datorita neregularitatilor structurale si echiparii structurii cu amortizori vascosi s-a aplicat simetoda de calcul dinamic liniar.

n metoda de calcul dinamic liniar actiunea seismica este reprezentata accelerogrameartificiale, compatibile cu spectrul de proiectare specificat. Raspunsul seismic liniar n timp seobtine prin integrarea directa a ecuatiilor diferentiale de miscare care exprima echilibrul dinamicinstantaneu pe directiile gradelor de libertate dinamica considerate n model. Miscarea seismica aterenului este caracterizata prin accelerograme discretizate n timp, reprezentative pentruevenimentele seismice de proiectare si conditiile locale de amplasament.n calculul dinamic liniar se considera un numar suficient de accelerograme pentru fiecare directie(5 accelerograme artificiale). Deoarece nu se dispune de accelerograme nregistrate namplasament se utilizeaza accelerograme artificiale.

Valorile de proiectare se obtin din raspunsul structural prin considerarea tuturor situatiilor ladiferite momente de timp, corectate cu factorul de comportare q, in care cel putin un efect (efort,deplasare) este maxim.

(3) Structura analizata este calculata cu model structural spatial. Actiunea seismica de proiectareeste aplicata n lungul tuturor directiilor relevante. Caracterul spatial al actiunii seismice este definit

ntr-un sistem de referinta reprezentat prin trei axe ortogonale, una verticala si doua orizontaleselectate in directiile principale orizontale ale ansamblului structurii de rezistenta.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

13/51





Forta taietoare de baza corespunzatoare modului propriu fundamental, pentru fiecare directie

orizontala principala considerata n calculul cladirii, se determina dupa cum urmeaza (vezi P100-1/2006):

( )( )

kN402071g

198031241.1

g24.02.1gW

qT

amTSF 1g11d1b ==

==

(3.2)unde:

1 - este factorul de importanta-expunere al constructiei, considerat cu valoarea de 1,2pentru clasa II de importanta-expunere a cladirii analizate - 1 = 1.2Sd(T1) - ordonata spectrului de raspuns de proiectare corespunzatoare perioadeifundamentale T1T1 - perioada proprie fundamentala de vibratie a cladirii n planul ce contine directiaorizontala considerate (egala cu 2.50 s pe directia X)m - masa totala a cladirii calculata ca suma a maselor de nivel mi - factor de corectie care tine seama de contributia modului propriu fundamental prin masamodala efectiva asociata acestuia, a carui valoare este egala cu 1 daca T1 > TC - = 1.00

Ordonata spectrului de raspuns de proiectare corespunzatoare perioadei fundamentale T1 seobtine cu relatia (3.3) (vezi P100-1/2006):

( )( )

q

TaTS 1g1d

= (3.3)

unde:ag valoarea de varf a acceleratiei terenului pentru proiectare (egala cu 0.24g pentruBucuresti vezi figura 3.5 P100-1/2006) - a

g= 0.24g

(T1) - forma normalizata a spectrului de raspuns elastic pentru componentele orizontale aleacceleratiei terenului - (2.50)= 1.41q - este factorul de comportare al structurii (factorul de modificare a raspunsului elastic nraspuns inelastic), cu valori n functie de tipul structurii si capacitatea acesteia de disipare aenergiei seismice pentru sistemul nostrum structural q = 2.

Figura 3.9 onarea teritoriului Romaniei in termeni de valori de vrf ale acceleratieiterenului pentru proiectare agpentru cutremure avand intervalul mediu de recurenta

IMR = 100 ani

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

14/51





Forma normalizata a spectrului de raspuns elastic pentru componentele orizontale ale

acceleratiei terenului se obtine cu relatia (3.4) (vezi P100-1/2006):

( )2

1

01T

TTT DC = , pentru T1 >TD (3.4)

unde:0 - factorul de amplificare dinamica maxima a acceleratiei orizontale a terenului de catrestructura si este egal cu 2,75TB perioada de control (colt) a spectrului de raspuns pentru componentele orizontale aleacceleratiei terenului, TB = 0.1TCTC - perioada de control (colt) a spectrului de raspuns pentru componentele orizontale aleacceleratiei terenului, egala cu 1,6s pentru Bucuresti (vezi Figura 3.10 P100-1/2006)

Figura 3.10 Zonarea teritoriului Romniei n termeni de perioada de control (colt), TCaspectrului de raspuns

Forma normalizata a spectrului de raspuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleratieiterenului pentru Bucuresti este reprezentata in Figura 3.11.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

15/51





Forma normalizata a spectrului de raspuns elastic pentrucomponentele orizontale ale acceleratiei terenului - P100-1/2004

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

T, s

Figura 3.11 Spectrul normalizat de raspuns elastic pentru Bucuresti

3.4 Analiza structurala folosind accelerograme artificiale

Avand in vedere caracterul neregulat al structurii cladirii, regimul mare de inaltime siimportanta investitiei s-a analizat sensibilitatea raspunsului dinamic la modificarea accelerogrameiinput. In acest scop s-au generat 5 accelerograme artificiale/sintetice, compatibile cu spectrul deproiectare din P100-1/2006 corespunzator amplasamentului constructiei si starii limita de sigurantaa vietii (ag=0,24g). Generarea accelerogramelor artificiale s-a acut cu programul de calcul THGEN(Stevensson Romania).

Conform codului de proiectare la cutremur P100-1/2006 accelerogramele artificiale au fostgenerate astfel incat sa fie compatibile cu spectrul de raspuns elastic in amplasament SAe(T).Durata accelerogramelor (20s) este compatibila cu magnitudinea ce caracterizeaza evenimentulseismic definitoriu pentru stabilirea valorii acceleratiei de proiectare ag. Durata Ts a partii stationarea accelerogramelor este 10 secunde.Setul de accelerograme artificiale este generat astfel incat:

- Media valorilor acceleratiilor de varf ale accelererogramelor generate nu este maimica decat valoarea agpentruamplasamentul respectiv.

- b) In domeniul perioadelor de la TB la TC al spectrului de raspuns elastic pentruamplasamentul in cauza, valorile spectrului mediu calculat din toate accelerogramele(si calculat pentru un numar suficient de perioade) nu sunt mai mici decat valoareaag0 a spectrului de raspuns elastic.

- Nici o valoare a spectrul mediu calculat din toate accelerogramele nu este mai micacu mai mult de 10% decat valoarea corespunzatoare a spectrului elastic de raspuns.

In Figura 3.12 este reprezentata o accelerograma artificiala cu valoarea maxima a acceleratieiterenului, PGA de 0,24g.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

16/51





Acc2_24

-0.25

-0.20-0.15

-0.10

-0.05

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

t, s

a,

'g

Fig. 3.12 Accelerograma artificiala cu ag=0,24g

In Figura 3.13 sunt reprezentate spectrele de raspuns in acceleratii absolute ale celor 5accelerograme artificiale generate, spectrul mediat de raspuns pentru cele 5 aceelerograme sispectrul elastic corespunzator amplasamentului conform P100-1/2006.

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

0 1 2 3 4 5

T, s

Sae,

'g

Acc1_24

Acc2_24

Acc3_24

Acc4_24

Acc5_24

Mediu

P100-1/2004

Fig. 3.13 Spectrele de raspuns in acceleratii pentru accelerogramele artificiale si spectrul de

raspuns compatibil cu amplasamentul confom P100-1/2006

In tabelul 3.1 sunt listate valorile spectrale mediate pentru cele 5 accelerograme artificiale,valorile spectrale corespunzatoare starii limita de siguranta a vietii si corespunzatoareamplasamentului constructiei conform P100-1/2006 si diferenta, exprimata in procente, intre

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

17/51





spectrul mediat si spectrul elastic de cod. Se observa ca pentru toate perioadele consideratespectrul mediat nu este cu mai mult de 10% mai mic decat spectrul elastic de cod.

Tabelul 3.1 Valori spectrale mediate corespunzatoare celor 5 accelerograme artificiale generate(PGA=0,24g) si valori spectrale elastice conform P100-1/2006

T, sValori

spectralemedii, 'g

Valorispectraleelastice

de cod, 'g

Diferentamediu/el.cod, %

T, sValori

spectralemedii, 'g

Valorispectraleelastice

de cod, 'g

Diferentamediu/el.cod, %

0.00 0.24 0.24 0.00 1.45 0.64 0.66 -2.740.20 0.65 0.66 -1.03 1.50 0.65 0.66 -1.970.23 0.67 0.66 1.73 1.55 0.65 0.66 -1.24

0.25 0.66 0.66 -0.30 1.60 0.64 0.66 -2.820.28 0.65 0.66 -2.18 1.65 0.64 0.64 -0.580.30 0.65 0.66 -1.41 1.70 0.60 0.62 -3.010.33 0.69 0.66 4.42 1.75 0.55 0.60 -8.710.35 0.64 0.66 -3.14 1.80 0.53 0.59 -10.170.38 0.67 0.66 1.33 1.85 0.51 0.57 -9.950.40 0.63 0.66 -4.00 1.90 0.52 0.56 -6.260.43 0.65 0.66 -1.74 1.95 0.50 0.54 -8.590.45 0.68 0.66 3.36 2.00 0.48 0.53 -8.520.48 0.62 0.66 -6.38 2.10 0.45 0.48 -6.910.50 0.62 0.66 -6.36 2.20 0.41 0.44 -5.170.53 0.64 0.66 -2.85 2.30 0.37 0.40 -6.65

0.55 0.64 0.66 -3.21 2.40 0.37 0.37 0.720.58 0.63 0.66 -5.21 2.50 0.36 0.34 5.110.60 0.61 0.66 -7.15 2.60 0.33 0.31 6.550.63 0.65 0.66 -1.52 2.70 0.30 0.29 2.550.65 0.68 0.66 2.50 2.80 0.27 0.27 2.010.68 0.66 0.66 -0.39 2.90 0.25 0.25 0.270.70 0.65 0.66 -2.18 3.00 0.23 0.23 -2.330.73 0.66 0.66 0.12 3.10 0.22 0.22 0.240.75 0.65 0.66 -0.88 3.20 0.21 0.21 2.250.78 0.65 0.66 -1.32 3.30 0.20 0.19 2.300.80 0.67 0.66 1.18 3.40 0.19 0.18 2.570.83 0.65 0.66 -2.11 3.50 0.18 0.17 2.610.85 0.64 0.66 -2.82 3.60 0.17 0.16 2.600.88 0.66 0.66 0.18 3.70 0.16 0.15 1.570.90 0.68 0.66 2.55 3.80 0.15 0.15 1.120.93 0.70 0.66 5.35 3.90 0.14 0.14 -0.040.95 0.68 0.66 3.59 4.00 0.13 0.13 -0.380.98 0.66 0.66 -0.26 4.10 0.13 0.13 -0.511.00 0.67 0.66 0.79 4.20 0.12 0.12 -0.111.05 0.69 0.66 3.98 4.30 0.12 0.11 1.381.10 0.69 0.66 3.89 4.40 0.11 0.11 2.481.15 0.67 0.66 1.76 4.50 0.11 0.10 3.261.20 0.69 0.66 5.08 4.60 0.10 0.10 3.90

1.25 0.71 0.66 7.23 4.70 0.10 0.10 4.141.30 0.67 0.66 1.11 4.80 0.10 0.09 3.971.35 0.65 0.66 -1.79 4.90 0.09 0.09 3.501.40 0.65 0.66 -1.53 5.00 0.09 0.08 2.77

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

18/51





Fig. 3.14 Direcii considerate pentru analiza TIME-HISTORY

3.5 Calibrarea amotizorilor

Dependenta for/vitez pentru un amortizor cu amortizare vascoasa este caracterizata derelatia (3.5):

vCF = (3.5)unde:F - fora de amortizare

v - viteza relativa intre capetele pistonuluiC coeficientul de amortizare determinat n principal de diametrul amortizorului i de aria orificiilor - constanta exponentiala, care poate avea orice valoare ntre 0.10 i 1.95 (pentru aplicatiiseismice uzuale are valori intre 0.3 si 1.0). Pentru cazul =1 se considera o amortizare liniara intimp ce pentru 1 se considera o amortizare neliniara.Daca se considera un sistem cu un singur grad de libertate dinamica echipat cu un amortizorvascos liniar supus unei deplasari sinusoidale:

tuu sin0= (3.6)

unde u este deplasarea sistemului si a amortizorului; u0 este amplitudinea deplasarii; si estepulsatia excitatiei, atunci raspunsul exprimat in forta este:

)sin(0 += tPP (3.7)

unde P este raspunsul sistemului exprimat in forte; P0 este amplitudinea fortei; si este unghiul defaza. Energia disipata de amortizor, WD, este:

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

19/51

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

20/51





k

j

dW

W

2= (3.14)

unde jW este suma energiilor disipate de un numar j amortizori ai sistemului intr-un singurciclu si WK este energia de deformatie elastica a structurii. Energia de deformatie elastica astructurii se poate calcula:

= iik FW (3.15)

unde Fi este forta taietoare de nivel si i este driftul nivelului i. In consecinta, energia disipata deamortizorii vascosi poate fi scrisa ca:

22

0

2 2j

j

j

j j

jjj uCT

uCW == (3.16)

unde uj este deplasarea relativa pe directie axiala a amortizorului j intre cele doua capete alesale.Folosind metoda energiei modale de deformatie, energia disipata de amortizori si energia dedeformatie elastica a structurii initiale pot fi exprimate dupa cum urmeaza:

=j

jrjj

j

j C

T

W 22

2

cos2

(3.17)

si

[ ] [ ]

====

i

ii

i

ii

TT

K

mT

m

mKW

2

2

222

1

2

111

4

(3.18)

unde [ ]K este matricea de rigiditate a sistemului,[ ]m matricea diagonala a maselor sistemului si

1 vectorul primului mod propriu de vibratie; rj este deplasarea relativa pe directie orizontala a

amortizorului jcorespunzatoare primei forme proprii de vibratie, i deplasarea din primul mod

propriu de vibratie la niveluli; mi este masa de nivel a nivelului isi j este unghiul facut de

amortizor cu orizontala.Substituind ecuatiile (3.17), (3.18) in ecuatia (3.14) si apoi aceasta din urma in ecuatia (3.13),rezulta fractiunea de amortizare a unei structuri echipata cu disipatori cu amortizare vascoasa datade relatia (3.19), FEMA 273 si FEMA 356:

+=+=

i

ii

j

jrjj

i

ii

j

jrjj

efm

CT

mT

CT

2

22

0

2

2

2

222

04

cos

42

cos2

(3.19)

Relatia (3.19) a fost folosita pentru calibrarea constantelor de amortizare pentru amortizoriivascosi liniari. Pentru a micsora fortele ce se produc in amortizorii vascosi se adopta amortizareneliniara, pentru care constanta exponentiala are valori subunitare. Echivalenta intrecaracteristicile amortizorului liniar si ale celui neliniar se face folosind criteriul energiei disipateegale. Pe baza acestui criteriu FEMA 274 stabileste urmatoarele relatii echivalente:

- pentru amortizorul liniar: 2222

rjj

j

jDE cosCT

W

= (3.20)

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

21/51





- pentru amortizorul neliniar:12 +

=

j

rjjjDE cosC

T

W (3.21)

unde parametrul are valori ce depind de constanta exponentiala (Soong, Constantinou, 1994).Conform tabelului C9.4 din FEMA 274, pentru =0,3 valoarea lui este 3,65. In Figura 3.16 estereprezentata energia disipata intr-un sfert de ciclu de incarcare de amortizorul liniar si de celneliniar. In Figura 3.17 se prezinta relatia viteza relativa-forta pentru amortizorul liniar si celneliniar.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 5 10 15 20 25 30 35

Depl. Rel., mm

Fam,

k

Amortizor liniar

Amortizor neliniar

Figura 3.16 Energia disipata intr-un sfert de ciclu de amortizorul liniar si de cel neliniar

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85

Viteza rel., mm/s

Fam,

k

Amortizor liniar

Amortizor neliniar

Figura 3.17 Relatia viteza relativa-forta pentru amortizorul liniar si cel neliniar

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

22/51





In literatura de specialitate se cunosc doua tipuri de modelare a comportarii elementelor cu

amortizare vasco-elastica: modelul Kelvin si modelul Maxwell. Modelul Kelvin (Fig. 3.18), in carecomponenta vascoasa este legata in paralel cu cea elastica, poate fi folosit pentru a modelaamortizorul introdus intr-un cadru metalic cat si amortizorii folositi in paralel cu sistemele deizolarea a bazei. Modelul Maxwell (Fig.3.19), in care componenta vascoasa este legata in serie cucea elastica, se poate folosi pentru modelarea atat a amortizorului propriu-zis cat si a diagonaleielastice din care acesta face parte.

C

K C K Fig. 3.18 Modelul Kelvin Fig. 3.19 Modelul Maxwell

In Figurile 3.20, 3.21 si 3.22 se prezinta variatia rigiditatii amortizorului, a diagonalei si aansamblului amortizor-diagonala cu perioada fundamentala de vibratie a structurii. Se poateobserva ca pentru tot domeniul de perioade rigiditatea ansamblului amortizor-diagonala in serieeste mai mica decat rigiditatea diagonalei. In consecinta, pentru a nu micsora rigiditatea structuriiprin introducerea amortizorilor in sistemul de contravantuiri, s-a optat pentru introducerea acestorain paralel cu sistemul de contravantuiri.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

T, s

K,

kN/mm

.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Kamortizor/Kbrat.

K amortizorK brat

K amortizor/K brat

Figura 3.20 Rigiditatea amortizorului vs. rigiditatea diagonalei (bratului)

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

23/51





0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

T, s

K,

kN/mm

.

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

Kechivalentserie/Kechivalentparalel.

K ech serie

K ech paralel

K brat

K ech serie/K ech paralel

Figura 3.21 Rigiditatea echivalenta a modelului in serie / paralel vs. rigiditatea diagonalei (bratului)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

5.0

5.5

6.0

6.5

7.0

7.5

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

T, s

Kech/Kbrat

K ech paralel/K brat

K ech serie/K brat

Figura 3.22 Rigiditatea relativa a modelului in serie / paralel vs. rigiditatea diagonalei (bratului)

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

24/51





n cazul nostru concret, structura a fost conceput, modelat, calculati dimensionat ndou ipoteze de conformare:

- structur clasic (fr amortizori);- structur cu amortizori.

n figurile 3.23, 3.24 este prezentat comparativ modul de comportare al celor dou tipuri destructuri, din punct de vedere al deplasrilor.

Comparatie deplasare la varf - X

-0.8

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.40.5

0.6

0.7

0.8

4 8 12 16 20 24

Timp (s)

Deplasarelavarf-X

(m)

CU AMORTIZORI

FARA AMORTIZORI

Figura 3.23 Comparaie valoare deplasare maxim la vrf pe direcia X pentru cele dou sistemestructurale

Comparatie deplasare la varf - Y

-0.9

-0.8

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.30.4

0.5

0.6

0.7

0.8

4 8 12 16 20 24

Timp (s)

Deplasarelavarf-Y(m)

CU AMORTIZORI

FARA AMORTIZORI

Figura 3.24 Comparaie valoare deplasare maxim la vrf pe direcia Y pentru cele dou sistemestructurale

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

25/51





n cele ce urmeaz sunt prezentate calculele efectuate, pe structura cu amortizori, pentrucalibrarea amortizorilor.

Calcu lu l cons tan t e i de amo r t i za re pen t ru am or t i zo ru l l in i a r

= 0.2 - sporul de amortizare introdus n cldire

T1= 2.49 - perioada fundmentalcosj= 0.698 - unghiul sub care este dispus diagonala ce conine amortizori

n= 4- numrul de amortizori dispui pe etaj pentru fiecare direcie nparte

Tabelul 3.2

Story mi i rj i2

rj2*cos

2j mi*i

2

E19 176.24 0.0101 0.0006 0.0001 1.75393E-07 17.978

E18 1341.23 0.0095 0.0003 9E-05 4.38484E-08 121.046E17 935.70 0.0092 0.0005 8.5E-05 1.21801E-07 79.1976E16 933.10 0.0087 0.0005 7.6E-05 1.21801E-07 70.6265E15 931.37 0.0082 0.0006 6.7E-05 1.75393E-07 62.6256E14 936.17 0.0076 0.0006 5.8E-05 1.75393E-07 54.073E13 942.60 0.007 0.0006 4.9E-05 1.75393E-07 46.1872E12 939.74 0.0064 0.0007 4.1E-05 2.3873E-07 38.4919E11 936.44 0.0057 0.0006 3.2E-05 1.75393E-07 30.425E10 931.95 0.0051 0.0007 2.6E-05 2.3873E-07 24.2399E9 939.18 0.0044 0.0006 1.9E-05 1.75393E-07 18.1824E8 943.14 0.0038 0.0006 1.4E-05 1.75393E-07 13.619

E7 940.80 0.0032 0.0006 1E-05 1.75393E-07 9.63383E6 933.76 0.0026 0.0006 6.8E-06 1.75393E-07 6.31225E5 940.00 0.002 -1E-04 4E-06 4.87204E-09 3.76E4 1350.64 0.0021 0.0006 4.4E-06 1.75393E-07 5.95633E3 1230.56 0.0015 0.0004 2.3E-06 7.79526E-08 2.76877E2 1226.35 0.0011 0.0004 1.2E-06 7.79526E-08 1.48388E1 1225.40 0.0007 0.0003 4.9E-07 4.38484E-08 0.60045P 1234.74 0.0004 0.0004 1.6E-07 7.79526E-08 0.19756

0.00069 2.80142E-06 607.405

Cj etaj = 218.8 kNs/mm

Cj1amortizor

= 54.7 kNs/mm

Dup ce a fost calculat constanta de amortizare conform relaiilor descrise anterior au fostfcute mai multe ncercri pntru a optimiza aceast valoare, n final valoarea constantei deamortizare pentru amortizorul liniar a fost aleas 40 k Ns/ m m , aceast constant permindobinerea unor eforturi n amortizori mai mici fr a spori n schimb efortul din celelalte elementestructurale.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

26/51





Calcu lu l cons tan t e i de amo r t i za re pen t ru am or t i zo ru l ne l i n i a r

T1= 2.49 - perioada fundmental

cosj= 0.698- unghiul sub care este dispus diagonala ce conineamortizori

= 0.15 - constanta exponenial= 3.65

CjL= 40 kNs/mm

Tabelul 3.3

Story rj rj2*cos2j rj*cosj (rj*cosj)(1+) CjNL E19 28.64 399.64 19.99 31.33 964.52E18 26.86 351.54 18.75 29.10 913.35E17 32.25 506.77 22.51 35.91 1066.95E16 37.03 668.04 25.85 42.10 1199.89E15 40.39 794.97 28.20 46.53 1291.96E14 39.44 757.98 27.53 45.27 1266.06E13 40.89 814.48 28.54 47.18 1305.34E12 42.60 884.01 29.73 49.46 1351.59E11 43.91 939.34 30.65 51.21 1386.92E10 44.03 944.62 30.73 51.38 1390.22E9 40.04 781.24 27.95 46.06 1282.43E8 38.86 735.65 27.12 44.50 1250.08E7 38.03 704.79 26.55 43.41 1227.51

E6 36.11 635.39 25.21 40.90 1174.60E5 33.71 553.66 23.53 37.79 1107.85E4 28.83 404.92 20.12 31.57 969.91E3 27.05 356.49 18.88 29.34 918.80E2 22.29 242.10 15.56 23.49 779.46E1 19.74 189.90 13.78 20.42 703.03P 14.84 107.25 10.36 14.71 551.48

11772.76 471.54 761.65

CjNL= 1168.75 kN(s/m)0.15

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

27/51





3.6 Rezultatele anlizei modale i deplasri relative de nivel.

3.6.1. Rezultatele anlizei modale

Tabelul 3.4Mode Period UX UY SumUX SumUY RX RY RZ

1 2.475 40.187 26.170 40.187 26.170 36.895 60.697 0.6272 2.144 22.957 42.452 63.145 68.622 61.239 35.749 2.5813 1.213 1.247 0.137 64.392 68.759 0.087 1.884 58.4734 0.441 10.722 0.293 75.114 69.052 0.008 0.608 3.0255 0.264 1.937 0.013 77.051 69.064 0.003 0.175 3.2496 0.179 0.743 0.000 77.794 69.064 0.001 0.007 1.0007 0.136 0.250 0.016 78.044 69.080 0.000 0.015 0.828

8 0.111 0.366 0.003 78.410 69.083 0.001 0.010 0.8909 0.096 0.265 0.023 78.675 69.106 0.000 0.022 1.15310 0.080 0.103 0.016 78.778 69.122 0.000 0.003 0.06211 0.074 0.309 0.006 79.088 69.128 0.000 0.023 0.30512 0.067 0.119 0.016 79.206 69.144 0.000 0.005 0.06913 0.061 0.098 0.003 79.304 69.147 0.001 0.001 0.12714 0.058 0.030 0.021 79.333 69.168 0.009 0.002 0.17115 0.055 0.006 0.524 79.339 69.691 0.001 0.001 0.01416 0.051 0.005 5.314 79.344 75.005 0.000 0.002 0.20917 0.050 0.005 0.156 79.349 75.161 0.002 0.002 0.02618 0.046 0.103 0.232 79.452 75.392 0.006 0.014 0.380

19 0.043 0.008 0.087 79.459 75.480 0.002 0.000 0.05420 0.013 0.298 5.138 79.758 80.617 0.008 0.021 0.04821 0.011 6.078 0.562 85.836 81.179 0.066 0.206 6.21022 0.004 0.671 0.130 86.507 81.309 0.003 0.027 0.22623 0.001 0.872 1.748 87.378 83.058 0.001 0.006 6.30324 0.001 2.835 0.819 90.213 83.877 0.018 0.091 0.99525 0.000 2.369 1.351 92.583 85.228 0.014 0.123 3.33126 0.000 0.160 0.292 92.743 85.519 0.003 0.055 0.01027 0.000 1.088 0.129 93.831 85.648 0.045 0.027 0.07928 0.000 0.123 0.832 93.953 86.480 0.008 0.033 0.32729 0.000 0.353 0.916 94.306 87.396 0.035 0.001 1.59130 0.000 1.750 0.318 96.056 87.714 0.062 0.018 3.52531 0.000 0.153 1.462 96.209 89.176 0.075 0.005 0.28432 0.000 0.270 2.440 96.479 91.615 0.249 0.001 0.41033 0.000 0.659 0.247 97.137 91.862 0.001 0.014 0.49834 0.000 0.185 2.280 97.322 94.142 0.265 0.001 0.03835 0.000 0.001 0.020 97.323 94.162 0.016 0.000 0.01436 0.000 0.068 0.004 97.391 94.166 0.001 0.001 0.01137 0.000 0.023 0.199 97.414 94.365 0.006 0.000 0.00438 0.000 0.071 0.177 97.485 94.542 0.131 0.006 0.18039 0.000 0.308 0.678 97.793 95.220 0.313 0.037 0.20440 0.000 0.264 0.283 98.057 95.502 0.009 0.000 0.032

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

28/51





3.6.2. Deplasri relative de nivel

S.L.U S.L.SStory Item Po int X Y Z DriftX DriftY DriftX DriftYE19 Max Drift X 15 3.019 15.38 79.2 0 . 0075 0 . 0038 E19 Max Drift Y 21 33.018 20.432 79.2 0 . 0073 0 . 0037 E18 Max Drift X 68 12.023 -13.08 74.2 0 . 0059 0 . 0030 E18 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 74.2 0 . 0057 0 . 0028 E17 Max Drift X 68 12.023 -13.08 70.4 0 . 0080 0 . 0040 E17 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 70.4 0 . 0084 0 . 0042 E16 Max Drift X 68 12.023 -13.08 66.5 0 . 0091 0 . 0045 E16 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 66.5 0 . 0096 0 . 0048 E15 Max Drift X 68 12.023 -13.08 62.7 0 . 0098 0 . 0049

E15 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 62.7 0 . 0103 0 . 0051E14 Max Drift X 68 12.023 -13.08 58.8 0 . 0098 0 . 0049 E14 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 58.8 0 . 0103 0 . 0052 E13 Max Drift X 16 11.422 -12.55 55 0 . 0102 0 . 0051E13 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 55 0 . 0107 0 . 0054 E12 Max Drift X 16 11.422 -12.55 51.1 0 . 0106 0 . 0053 E12 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 51.1 0 . 0113 0 . 0057 E11 Max Drift X 68 12.023 -13.08 47.3 0 . 0111 0 . 0055 E11 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 47.3 0 . 0119 0 . 0059 E10 Max Drift X 68 12.023 -13.08 43.4 0 . 0113 0 . 0056 E10 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 43.4 0 . 0120 0 . 0060

E9 Max Drift X 68 12.023 -13.08 39.6 0 . 0104 0 . 0052 E9 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 39.6 0 . 0107 0 . 0054 E8 Max Drift X 68 12.023 -13.08 35.7 0 . 0103 0 . 0051E8 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 35.7 0 . 0105 0 . 0053 E7 Max Drift X 68 12.023 -13.08 31.9 0 . 0102 0 . 0051E7 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 31.9 0 . 0108 0 . 0054 E6 Max Drift X 68 12.023 -13.08 28 0 . 0099 0 . 0049 E6 Max Drift Y 79 -0.001 11.28 28 0 . 0103 0 . 0052 E5 Max Drift X 68 12.023 -13.08 24.2 0 . 0091 0 . 0045 E5 Max Drift Y 25 -0.001 8.8 24.2 0 . 0097 0 . 0048 E4 Max Drift X 68 12.023 -13.08 20.3 0 . 0079 0 . 0040

E4 Max Drift Y 52 -21.48 21.228 20.3 0 . 0092 0 . 0046 E3 Max Drift X 16 11.422 -12.55 16.5 0 . 0078 0 . 0039 E3 Max Drift Y 52 -21.48 21.228 16.5 0 . 0104 0 . 0052 E2 Max Drift X 16 11.422 -12.55 12.6 0 . 0067 0 . 0034 E2 Max Drift Y 52 -21.48 21.228 12.6 0 . 0092 0 . 0046 E1 Max Drift X 68 12.023 -13.08 8.75 0 . 0064 0 . 0032 E1 Max Drift Y 52 -21.48 21.228 8.75 0 . 0099 0 . 0050 P Max Drift X 16 11.422 -12.55 4.9 0 . 0041 0 . 0020 P Max Drift Y 1 -21.48 20.428 4.9 0 . 0058 0 . 0029

NOT: PENTRU DIMENSIONAREA ELEMENTELOR DE FAAD DEPLASRILE MENIONATE MAI SUSSE VOR MAJORA CU 50%, ACESTE ELEMENTE FIIND DIMENSIONATE ASTFEL NCT LA STAREALIMIT DE SERVICIU S NU SE PRODUC DAUNE ASUPRA FAADELOR, IAR LA STAREA LIMITULTIM S NU CAD COMPONENTE ALE FAADEI.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

29/51





3.7 Calcul la vnt

Calculul la vant se face conform Cod de pro iec tare. Bazele pro iec t r i i i aci un i asupra c ons t ruc i i l o r . Aci unea v n t u l u i .

Presiunea vntului la nlimea z deasupra terenului, pe suprafeele rigide exterioare sau interioareale structurii se determin cu relaia:

w(z) = qrefce(z) cp (3.22)

unde:qrefeste presiunea de referin a vntuluice(z) - factorul de expunere la nlimea z deasupra terenuluicp - coeficientul aerodinamic de presiune (cpe pentru suprafee exterioare i cpi pentru

suprafee interioare).

Presiunea de referin (egala cu 0,5kPa pentru Bucuresti) este presiunea vntului calculat dinviteza de referin. Viteza de referin a vntului (egala cu 0.84x35m/s pentru Bucuresti) esteviteza vntului mediat pe o durat de 10 min., determinat la o nlime de 10m, n cmp deschis(lungime de rugozitate z0 = 0.03 m) i avnd o probabilitate de depire ntr-un an de 0.02(intervalul mediu de recuren 50 de ani).

Factorul de rugozitate, cr(z) definete variaia presiunii medii a vntului cu nlimea deasupraterenului pentru diferite categorii de teren (caracterizate prin lungimea de rugozitate z0) n funciede presiunea de referin :

( ) ( ) ( )c z q zq

k z z

zr

ref

r

2

0

0

= =

ln

2

(3.23)

Pentru zone cu densitate redusa a constructiilor valoarea kr(z0)=0,22. Valoarea lungimii derugozitate z0 pentru categoria III de teren este 0,3.

Factorul de rafal este raportul dintre presiunea de vrf (produs de rafalele vntului) i presiuneamedie (produs de viteza medie a vntului):

( ) ( )[ ]zIgzcg 21+= (3.24)n care :

I(z) - intensitatea turbulentei la inaltimea zg - factorul de vrf.

Factorul de rafal la nlimea z deasupra terenului este o funcie liniar de intensitatea turbulenei,deci o funcie descresctoare cu nlimea deasupra terenului. Valoarea recomandat a factoruluide vrf este g=3.5. Intensitatea turbulenei la nlimea z se defineste ca:

( )I zz

z0

=

2 5. ln

(3.25)

Valoarea lui este egala cu 2,35 pentru zone cu densitate redusa a constructiilor.Factorul de expunere sau combinat ce(z) este produsul dintre factorul de rafal i factorul derugozitate:

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

30/51





( ) ( ) ( )c z = c z ze g rc (3.26)

Factorul topografic a fost considerat egal cu 1,0.

Coeficienii de presiune, cpe, pentru cldiri i pri individuale din cldiri depind de mrimea arieiexpuse - A. Ei sunt dai n tabele, pentru arii expuse A de 1m2i 10m2, pentru configuraii tipice decldiri, sub notaiile cpe,1, respectiv cpe,10. Pentru cladirea analizata cpe,10 = +0,8 pe fatada expusaactiunii vantului si cpe,10 = -0,3 pe peretele opus fatadei expuse. Pe fatadele neexpuse la actiuneavantului se considera coeficientii de presiune cpe,10 egali cu 1,0, -0,8 si 0,5.Pentru cldiri la care nlimea h este mai mare de 2b (b dimensiunea in plan a cladirii pentrufata expusa vantului) se vor considera mai multe zone astfel: o zon inferioar extinzndu-se de lanivelul terenului pn la o nlime egal cu b; o zon superioar extinzndu-se n jos de la vrfulcldirii pe o lungime b; o zon de mijloc, ntre zonele precedente, divizat n benzi orizontale cu o

lime de maximum b.Valorile normate ale presiunii vntului sunt date n tabelul urmtor:

Tabelul 3.5

z (m) I(z) cg(z) cr(z) ce(z) cpw

(kN/m2)4.90 0.34 3.36 0.38 1.27 1.10 0.70

8.80 0.28 2.95 0.55 1.63 1.10 0.90

12.70 0.25 2.76 0.68 1.87 1.10 1.03

16.60 0.23 2.64 0.78 2.06 1.10 1.13

20.50 0.22 2.56 0.86 2.21 1.10 1.2224.40 0.21 2.50 0.94 2.34 1.10 1.29

28.30 0.21 2.45 1.00 2.45 1.10 1.35

32.20 0.20 2.41 1.06 2.55 1.10 1.40

36.10 0.20 2.37 1.11 2.64 1.10 1.45

40.00 0.19 2.35 1.16 2.72 1.10 1.49

43.90 0.19 2.32 1.20 2.79 1.10 1.54

47.80 0.19 2.30 1.24 2.86 1.10 1.57

51.70 0.18 2.28 1.28 2.92 1.10 1.6155.60 0.18 2.26 1.32 2.98 1.10 1.6459.50 0.18 2.24 1.35 3.04 1.10 1.6763.40 0.18 2.23 1.39 3.09 1.10 1.7067.30 0.17 2.22 1.42 3.14 1.10 1.7371.20 0.17 2.20 1.45 3.19 1.10 1.7675.10 0.17 2.19 1.48 3.24 1.10 1.7880.00 0.17 2.18 1.51 3.29 1.10 1.81

Calculul dinamic la vant se face conform Anexei B- Metoda simplificat de calcul dinamicla vnt conform EC 1 din Cod de proiectare. Bazele proiectrii i aciuni asupra construciilor.Aciunea vntului indicativ NP-082-04.

Factorul dinamic pentru evaluarea rspunsului de vrf la vnt al structurilor se definete ca unfactor ce amplific presiunea vntului calculat la o nlime a structurii z = zechivalent = ze pe bazavitezei vntului care conine factorul de rafal cg(z):

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

31/51





cd = 88.0)z(I71

RQ)z(Ig21

.ev

2x

20.ev =

+

++

(3.27)

unde:Iv(ze) este intensitatea turbulenei la cota z = zeg - factorul de vrf pentru rspunsul extrem maxim al structuriiQ02 - termen care evalueaz componenta nerezonant a rspunsuluiRx2 - termen care evalueaz componenta rezonant a rspunsului.

nlimea echivalent ze se definete ca fiind nlimea ce corespunde unei nlimi egale cu 0.6 dinnlimea paralelipipedului aezat vertical sau nlimea pn la centrul ariei expuse a construciei,n celelalte cazuri.

Presiunea vntului pentru proiectarea structurilor cu rspuns dinamic la vnt, qd(z) se poate scrieca produsul urmtorilor factori:

qd(z) = refev

2

x

2

0ev

eref

ev

2

x

2

0ev

g

vr q)z(I71

RQ)z(gI21)z(cq

)z(I71

RQ)z(gI21

)z(c

)]z(I5.321[)z(c+

++=

+++

+44 344 21

(3.28)

respectiv

qd(z) = ce(z)c

I zqd

e

ref

10

1 7

min

( )

+

(3.29)

unde, in relaiile de mai sus:

cr(z) este factorul de rugozitate

cg(z) = 1 + 3.5[2 Iv(z)]

ce(z) = cr (z)cg(z) este factorul de expunere

ze = 0.6 din nlimea total a cldirii

cd

10min - factorul de rspuns dinamic ce amplific presiunea vntului calculatpe baza vitezei mediate pe 10 min.

cd - factorul de rspuns dinamic ce amplific presiunea vntului calculat pe bazavitezei de rafal (viteza mediat pe 10 min. nmulit cu factorul de rafal cg(z)).

Semnificaiile celorlalte mrimi din expresia factorului dinamic de rspuns la vnt sunt descrise ncele ce urmeaz:

(i) n formula factorului dinamic de rspuns cd10min, factorul de vrf al rspunsului structuriig se definete astfel:

g = 20557

2

ln.

ln

t

t

+ (3.30)

unde t = 10 min. = 600 s este intervalul de mediere a vitezei de referin a vntului, iar estefrecventa medie a vibraiilor structurii dominate de modul fundamental. Aceasta poate fiaproximata cu formula :

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

32/51





= ++0

2

0

2

1

2 2

0

2 2Q n RQ R

x x

x

(3.31)

unde n1x este frecvena fundamental, n Hz, a vibraiilor structurii pe direcia vntului, iar 0 estefrecvena medie, n Hz, a rafalelor vntului pe structuri rigide i, dup EC1:

0 0 615

1

111=

U z

L z S

e

i e

( )

( ) ..

(3.32)

n care:

S = 0 46 1058.( )

( ).

( )

b h

L z

bh

L zi e i e

+ + (3.33)

b i h sunt limea i nlimea ariei structurii expuse vntuluiU(ze) - viteza mediat pe 10 min. la nlimea deasupra terenului zeLi(ze) - lungimea scrii integrale a turbulenei, n metri, respectiv pentru z

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

33/51





(iv) Factorul Rx2, care evalueaz partea rezonant a rspunsului, se definete conform EC1-1993, astfel:

067.0)R47.053.0(RRR2

R dbhN

22x =+

=

(3.38)

unde reprezint decrementul logaritmic al amortizrii ale crui valori recomandate n cod sunt:

- pentru cldiri = 0.045 n1 0.05 (otel)= 0.045 n1 + 0.05 0.10 (beton)

- pentru couri (turnuri) = 0.015 0.030 (otel)= 0.075 n1 > 0.03 (beton)

Pentru a putea introduce influenta amortizarii in determinarea factorului dinamic,decrementul logarithmic al amortizarii se defineste cu relatia (3.39):

22

1

1

2

=

=

x

xln (3.39)

Variatia decrementului logarithmic al amortizarii cu fractiunea din amortizarea critica estereprezentata in Figura 3.25.

Decrementul logaritmic al amortizarii

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50

Figura 3.25 Variatia decrementului logarithmic al amortizarii cu fractiunea din amortizarea critica

RN - densitatea spectral de putere adimensional (normalizat) a fluctuaiilor fa de medieale componentei longitudinale a rafalelor:

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

34/51





RN = 09.0)N2.101(

N8.63/5

x

x =

+

(3.40)unde

Nx =n L z

U z

x i echiv

echiv

1 ( )

( )

.

.

(3.41)

Rh, Rbi Rd sunt respectiv funciile de corelaie vertical, transversali n lungul vntuluidate de:

R = )e(

2

21

2

11 (3.42)

undepentru Rh = 4.6 N1x h / L1(zechiv.) - Rh = 0.21pentru Rb = 4.6 N1x b / L1(zechiv.) - Rb = 0.37 (3.43)pentru Rd = 15.4 N1x d / L1(zechiv.) - Rd = 0.14.

n cadrul tabelului urmtor sunt prezentate valorile componentei dinamice a vntului.

Tabelul 3.6

z (m) I(z) cg(z) cr(z) ce(z) cpw d

(kN/m2)4.90 0.34 3.36 0.38 1.27 1.10 0.62

8.80 0.28 2.95 0.55 1.63 1.10 0.79

12.70 0.25 2.76 0.68 1.87 1.10 0.91

16.60 0.23 2.64 0.78 2.06 1.10 1.00

20.50 0.22 2.56 0.86 2.21 1.10 1.07

24.40 0.21 2.50 0.94 2.34 1.10 1.14

28.30 0.21 2.45 1.00 2.45 1.10 1.19

32.20 0.20 2.41 1.06 2.55 1.10 1.24

36.10 0.20 2.37 1.11 2.64 1.10 1.28

40.00 0.19 2.35 1.16 2.72 1.10 1.32

43.90 0.19 2.32 1.20 2.79 1.10 1.36

47.80 0.19 2.30 1.24 2.86 1.10 1.39

51.70 0.18 2.28 1.28 2.92 1.10 1.4255.60 0.18 2.26 1.32 2.98 1.10 1.4559.50 0.18 2.24 1.35 3.04 1.10 1.4863.40 0.18 2.23 1.39 3.09 1.10 1.5067.30 0.17 2.22 1.42 3.14 1.10 1.5371.20 0.17 2.20 1.45 3.19 1.10 1.5575.10 0.17 2.19 1.48 3.24 1.10 1.5780.00 0.17 2.18 1.51 3.29 1.10 1.60

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

35/51





S-a fcut verifcarea de confort a coupanilor la aciunea fluctuant a vntului, amplitudineamaxim fa de poziia deformat rezultat ca urmare a rafalelor fiind de 20 mm, ceea ce ne

conduce ca i confort n domeniul acceptabil, confrom figurii 3.28.

Fig. 3.28 Condiii de confort ( Dan MATEESCU Cldiri nalte cu schelet din oel)

Deplasarea maxim la vnt a structurii este de cca. 6 cm, ceea ce ne conduce la o sgeatde H/1300, rezultat ce demostreaz faptul c structura are suficient rigiditate la aciunea vntului.

La verificarea structurii de rezisten la aciunea vntului au fost luate n considerare ivalorile presiunilor locale rezultate n urma ncercrilor n tunelul aerodinamic pe modelul curspuns static al cldirii. ncercrile au fost efectuate n cadrul UTCB de ctre Catedra de Hidraulici Protecia Mediului, ncercrile fiind conduse de ctre Conf. Dr. Ing. Liviu Haegan.

Conform acestor ncercri a rezultat un coeficient maxim de presiune local de 0.82, cruia i corespunde o valoare a presiunii locale de 1.20 kN/m2i un coeficient maxim de suciune de -1.77, cruia i corespunde o suciune maxim de 2.55 kN/m2.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

36/51





3.8 Optimizarea structurii

Optimizarea structurii a avut n vedere trei linii de abordare: reducerea costului amortizorilor,reducerea cantitii de oel laminat, reducerea masei planeelor de beton armat i reducereagrosimii radierului pe zona doar cu subsol.

a) Datorit faptului c n varianta propus la faza P.A.C. de dispunere a amortizorilor rezultaueforturi mari n amortizori s-a urmrit reducerea eforturilor din aceti amortizori i implicit costullor.

Fa de dispunerea i numrul amortizorior prevzute la faza P.A.C. s-a renunat la amortizoriidispui n cadrul etajului 19 (8 amortizori) i a aprut un panou suplimentar cu amortizori, n axul 7

ntre A i 16. Aceti amortizori au fost introdui pentru a uniformiza capacitatea de amortizare antregului sistem, reducnd astfel forele din ceilali amortizori de la 2750 kN la 2250 kN, respectivde la 2250 kN la 2000 kN. Astfel numrul total de amortizori este de 180 buci.

n plus n cadrul fazei actuale s-a studiat posibilitatea renunrii la amortizorii amplasai naxele A i H la parter, etaj 1 i etaj 18 ajungnd la concluzia c se pot nlocui aceti amortizori cudiagonale rigide fr a spori eforturile n elmentele structurale. Astfel numrul final de amortizorieste de 156 amortizori cu o capacitate de 2250 kN.

Ca urmarea a nlocuirii amortizorilor ce aveau un coefficient exponeneial al vitezei de 0.30 cuamortizori cu acest coeficient egal cu 0.15 a fost nevoie de recalcularea structurii principale ioptimizarea acesteia n noua alctuire.

b) Avnd n vedere dimensiunile profilelor necesare pentru a prelua eforturile ce apar n stlpiice alctuiesc nucleul i ai celor din faad ce susin contravntuirile s-a ncercat reducerea greutiiacestor stlpi, aceast reducerea avnd un efect benefic att din punct de vedere economic, prin

reducerea cantitii de oel, ct i tehnologic prin reducerea sarcinii ce trebuie ridcat de ctremacara. Reducerea seciunii stlpilor s-a realizat prin utilizarea unui oel superior, tip HISTAR 460,diminuarea greutii stlpilor fiind de cca. 20%.

c) ntruct masa planeului intervine cu o pondere semnificativ n masa total a casei amdorit s reducem grosimea planeului, reducnd astfel greutatea ntregii structuri. Reducereagrosimii planeelor, de la 25 cm la 18 cm a fost posibil prin introducerea unor capitele cugrosimea de 50 cm n dreptul stlpilor inetriori, dimensiunile capitelelor fiind, n funcie dedeschiderile dintre stlpi,de 4.00x4.00 m, 3.00x3.00 m i 3.00x4.00 m. Acaest reducere agrosimii planeului a dus la o scdere a masei lui de cca. 20% i la o scdere a masei de nivel cucca 10%. Scderea pe ansamblul structurii nu este foarte semnificativ pentru elementelestructurale principale (contravntuiri i stlpi), reducerea masei planeului neducnd la reducereasemnificativ a dimensiunilor acestor elemente, diminuarea fcndu-se simit n ceea ce privetefora n amortizori dar i n ceea ce privete cantitatea de beton necesar pentru planeelesuprastructurii (reducere de 20% a volumului de beton).

d) Deoarece pe zona de radier pe care urmeaz a fi realizat doar subsol eforturile erau reduses-a verificat posibilitatea reducerii grosimii acestuia de la 180 cm la 100 cm, aceast reducere

ncepnd la 170 cm de axul 25 ctre axul 2, rezultnd astfel o diminuare a cantitii de beton cucca. 375 mc.

4. Justificarea deciziei de adoptare a soluiei cu amortizori.

n primele faze ale proiectrii acestei construcii s-au fcut eforturi n ceea ce priveteconformarea ei. Datorit formei terenului i n general condiiilor urbanistice de amplasament s-a

stabilit c soluia de arhitectur actual este singura viabil pentru cldirea propus.n capitolul 3 am amintit c acest construciei nu respect o serie ntreag de recomandri ale

normativului de calcul la aciuni seismice (forma n plan, jocul de rigiditi, etc.).

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

37/51





n plus, poziia posibil a stlpilor n structur nu a permis gsirea unei soluii viabile pentrurealizarea unei structuri n cadre, cu planee cu grinzi metalice sau de beton, mai uoare. S-a

recurs atunci la soluia cu planeu dal.Att dispunerea dezechilibrat a rigiditilor ct i planeul dal n sine, a condus la amendarea

drastic a factorului de comportare, care a ajuns q=2.

Au fost abordate iniial soluii structurale cu nucleul din jurul caselor de lift din beton armat saubeton cu armtur rigid, dar aceast soluie s-a dovedit clar neviabil, pentru c, pe de o partegreutatea construciei cretea considerabil i implicit nivelul de solicitri seismice, iar pe de altparte excentricitatea distribuiei de rigiditi era i mai mare, cu efecte torsionale catastrofale.

S-a impus clar urmtorul concept: elementele verticale din suprastructur se vor realiza nsoluie exclusive metalic; se viza flexibilizarea structurii pentru aducerea perioadei fundamentalectre coada spectrului, deci implicit amplificri dinamice ct mai reduse i sarcini seismice mai

mici. n aceste condiii ajungeam la soluii n care condiia de rezisten era satisfcut, darcondiia de rigiditate nu. Pentru respectarea celei din urm trebuia crescut rigiditatea, daraceasta nsemna rentoarcerea ctre vrful spectrului, deci creterea semnificativ a foreiseismice! Ca urmare, dimensiunile elementelor structurale, consumurile i costurile prezentaucreteri importante. Singura soluie posibil rmnea meninerea unei structuri flexibile coroboratcu controlul deplasrilor structurale cu ajutorul creterii amortizrii structurale prin introducereaunor amortizori seismici.

De aici, calculul s-a efectuat practic n dou variante: a) structura n soluie metalic clasic; b)structura metalic cu amortizori seismici pentru controlul deplasrilor.

Calculele au fost conduse pn la nivel de dimensionare i s-au efectuat toate verificrilecerute de norme. Analizele n sine au fost din ce n ce mai rafinate, analiz static echivalent,

analiza spectral, analiza time-history ( dealtfel singura capabil s surprind corect comportareaamortizorilor). Finalmente s-a efectuat chiar o comparaie economic.

n principiu ambele structuri (cele dou soluii de structur) au fost conduse s ndeplineasctoate condiiile cerute de norme.

Structura clasic a fost dimensionat s se comporte neliniar (q=2).Structura cu amortizori a fost dimensionat s se comporte deasemenea neliniar cu acelai

factor de comporta egal cu 2, amortizorii avnd de asemneea o comportare neliniar, aceastcomportare fiind aleas pentru a reduce nivelul de solicitare din cadrul amortizorilor. Pentrudimnesionarea stlpilor i a amortizorilor s-a considerat o comportare elastic a structurii.

n figurile 3.23, 3.24 se prezint diagrame comparative pentru deplasrile i fora tietoare debaz ale celor dou tipuri de structuri. Aceste figuri pun n mod clar n eviden nivelul redus aldeformaiilor n structura cu amortizori n comparaie cu structura fr amortizori. Reducerile auvalori cuprinse ntre 1.5 i 2 ori !

Sunt de fcut urmtoarele comentarii:- ambele structuri satisfac condiia de rezisten; cu toate acestea, la acelai nivel de

intensitate seismic cutremurul cu interval mediu de recuren de 100 de ani.- Introducerea amortizorilor conduce clar la inhibarea tendinelor torsionale ale structurii!

Efectele torsionale sunt (foarte) mult diminuate n cazul structurii cu amortizori,comparative cu cealalt. Structura cu amortizori respect condiia cerut de norme cadeplasarea oricrui punct din structur s nu depeasc cu mai mult de 35% mediadeplasrilor tuturor punctelor de la acel nivel. Structura fr amortizori nu respectaceast condiie, ajungnd la depiri ale medie cu 80%-100% (efecte torsionaleimportante) !!.

- Un alt mare ctig al soluiei cu amortizori este limitarea drastic a numrului de cicluri

de solicitare maxim (important) n timpul cutremurului. Simulri paralele n timp realscot clar n eviden acest lucru.

S-a efectuat apoi o analiz economic din care au rezultat reduceri importante ale costuluistructurii de rezistenn varianta cu amortizori fa de cea fr amortizori. Un indice relevant al

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

38/51





diferenelor de costuri este cel al consumului de oel laminat pe mp, care n cazul structurii clasiceeste de cca. 265 kg/mp, n timp ce pentru structura cu amortizori acesta scade la cca. 145 kg/mp,

deci o reducere de 80% a cantitii de oel.Se precizeaz c n calculul economic este surprins numai componenta de oel a structurii, nu

i cea de beton armat. Diferena de costuri va fi, evident, mai mare dect valoarea amintit maisus pentru c fore seismice mai mari i eforturi secionale mai mari vor reclama elemente deinfrastructuri fundaii mai puternice, mai mari, mai puternic armate. Numai dac amintim cefortul maxim de compresiune ntr-un stlp de pe faad, la nivelul cotei +/-0.00m este de cca.36000(n plastic) kN, la structura fr amortizori fa de 26500 kN (n elastic) la structura cuamortizori, iar solicitarea maxim de ntindere este de cca. 26000 kN fa de 19000 kN i,atenie(!), infrastructurii cu amortizori nu-i trebuiete ductilitate pt. c suprastructura lucreazelastic, n timp ce structura fr amortizori se va dimensiona la 1.3 x eforturile capabile dinsuprastructur), rezult c n cazul structurii fr amortizori, la preluarea de ctre elementele deinfrastructuri de ctre fundaii a eforturilor din suprastructuri transmiterea acestora la terenul

de fundare, apar dificulti de nesurmontat.Dac privim acum lucrurile din punct de vedere tehnologic vom remarca urmtoarele:- pentru o parte din stlpii structurii fr amortizori, care au seciuni transversale de pn la

1600 cm2 mbinarea cu buloane este imposibil, iar mbinarea cu sudur nu poate fi fcut n uzinpentru c numai stlpul (fr capetele de grinzi) ajunge la cca. 1250 kg/ml, ceea ce nsemn cca. 5tone/stp i etaj; este clar c macaralele turn existente n Romnia nu vor putea duce tronsoanede stlpi pe dou nivele; asta nseamn c mbinarea va trebui s se fac la fiecare etaj (n cazulstructurii cu amortizori sunt numai cteva de astfel de situaii), iar asta cu sudur (se sudeaz nantier grosimi de element mai mari ca 100 mm, cel puin pentru primele 6 etaje!); este limpedec timpul de realizare va fi net mai mare n cazul structurii fr amortizori;

- incapacitatea macaralelor, timpul de realizare, costurile pentru ncercarea sudurilor (curadiaii penetrante!), conduc la aplecarea balanei n favoarea soluiei cu amortizori.

Concluzionnd, dac avem n vedere i) conformarea i comportarea structurii cu ncadrarea nlimitele admise de norme, ii) degradrile posibile sub incidena cutremurului de proiectare costuri de ntreinere i reparaie iii) costurile ca investiie i iv) implicaiile tehnologice, rezultc, din toate punctele de vedere, soluia cu amortizori se justific net naintea celei framortizori.

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

39/51





5. FUNDAII

5.1. Condiiile de fundare pe amplasament

Condiiile de fundare au fost precizate n cadrul studiului geotehnic realizat de AGISFORBucureti (contract nr.683/2005) pe baza a trei foraje cu adncimea D=40m i a unui forajexecutat anterior pe amplasament (pn la D=25m).

Parametrii geotehnici de calcul pentru straturile ntlnite au fost definitivai pe bazancercrilor de laborator i a rezultatelor sondajelor de penetrare standard S.P.T. (n straturilenecoezive). Pentru unii parametri utilizai n calculele de conlucrare teren-structur (coeficientul depresiune n stare de repaus K0, modulul de deformaie Eh pe direcia orizontal) au fost luate nconsiderare rezultatele unor ncercri speciale efectuate anterior n formaiuni similare (pentru K0)precum i datele obinute din msurtori efective de deplasri pe perei ngropai realizate peantierul Charles de Gaulle Plaza (pentru E

h

).Succesiunea straturilor i valorile de calcul ale parametrilor geotehnici, precum i nivelul

apei subterane ntlnit n foraje se prezint n schema modelului geotehnic din NOTELE DE CALCUL.Analizale chimice au indicat faptul c apa subteran prezint agresivitate slab sulfatici

slab carbonic fa de betoane i este agresiv fa de metale.Se precizeaz c n stratul de argil prfoas (argil intermediar) care apare n foraje sub

adncimea D=20m, nu au mai fost depistate orizonturi nisipoase sub D=24m, astfel c stratulpoate fi considerat impermeabil sub aceast adncime.

5.2 Infrastructura construcie i i sistemul de fundare

5.2.1 innd seama de adncimea prii subterane, de ncrcrile transmise desuprastructuri de prezena construciilor nvecinate s-a adoptat urmtoarea soluie de fundare ide realizare a infrastructurii:- radier general pozat la D=18m, prevzut cu piloi forai cu baza n stratul de nisip fin ndesat(nisip de Mostitea) la D=36m, dispui sub elementele structurale (stlpi i nucleul rigid),- incint din perei mulai, realizai din panouri cu rosturi etanate, cu adncimi de 30m, respectivde 36m; pe dou din laturile incintei este prevzut descrcarea stlpilor din faadele structurii pepereii mulai, fapt care a impus mrirea adncimii acestora la D=36m (pentru asigurareacapacitii portante la ncrcri verticale) Mostitea.

Pentru susinerea pereilor mulai n faza de execuie a spturilor i pentru mrirea vitezeide execuie a ntregii structuri, s-a adoptat procedeul top-down, care prevede realizareaplaneelor subsolului pe msura excavrii terenului (de sus n jos), concomitent cu execuiasuprastructurii. Pe lng avantajele vitezei de construcie sistemul top-down asigur o bun fixarea poziiei peretelui mulat i deformaii minime ale acestuia i ale construiilor nvecinate.

Planeele de subsol vor fi susinute n faza de excavare de stlpii metalici ncastrai n piloiiforai (care se vor executa de la nivelul terenului) i de tirani ancorai n peretele perimetral.

Realizarea incintei etane va permite evacuarea apei din excavaie fr modificarea niveluluihidrostatic n exteriorul acesteia, nlturndu-se pericolul apariiei unor tasri ale construciilor

nvecinate datorate creterii eforturilor efective n straturile de fundare din zona depresionat.Dup turnarea radierului, este prevzut realizarea de jos n sus a pereilor interiori ai

subsolurilor care vor asigura rigidizarea i etanarea suplimentar a incintei subterane aconstruciei.

5.2.2.Inc inta din perei mulai

Adncimea pereilor mulai a fost stabilit pe baza urmtoarelor condiii:

Optimizarea eforturilor de ncovoiere din presiunea pmntului i a apei n etapelesuccesive de execuie (excavare i betonare planee); Reducerea deplasrilor peretelui (n faza final de excavare); Asigurarea ptrunderii n zona etan (fr orizonturi nisipoase) a stratului de argil

prfoas;

8/9/2019 P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

40/51





Asigurarea capacitii portante i a unei rigiditi compatibile cu sistemul de fundareprincipal (radier pilotat), innd seama de ncrcrile transmise de stlpii perimetrali

direct pe panourile de perete mulat.Calculul la ncovoiere al pereilor mulai s-a efectuat n seciuni caracteristice, innd

seama de existena blocului din vecintate i de suprancrcarea posibil la nivelul terenului.Pentru teren s-a utilizat modelul de calcul elesto-plastic (criteriul de cedare Mohr-

Coulomb) i metoda elementelor finite, reproducndu-se etapele succesive de excavaie ide blocare a deplasrilor peretelui (prin realizarea planeelor intermediare din subsol).

n NOTELE DE CALCUL se prezint modelul geotehnic, parametri de calcul i diagramelede momente ncovoietoare, for tietoare (reaciuni n planee) i de deplasri aleperetelui, rezultate din calcul pentru cele cinci etape de execuie a excavaiei.

Capacitatea portant a pereilor perimetrali (pe un metru liniar de perete) i rigiditateaacestora la fore axiale sunt indicate n notele de calcul (referitoare la sistemul de fundare).

La partea supreioar a

P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom

Documents

Transcript of P&A-CPP-OSP-02-r02-11_06_07-rom