cuprinscuprins - digilib.utcb.rodigilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/turcanuandrei.pdf · putin o...

Dipl. Ing. Andrei Cosmin TURCANU – Contributii asupra conceptelor de retrofitare a cladirilor din zidarie portanta amplasate in zone seismice

1

CUPRINSCUPRINSCUPRINSCUPRINS

CAPITOLUL 1CAPITOLUL 1CAPITOLUL 1CAPITOLUL 1 SINTEZA REGLEMENTARILOR TEHNICE ROMANESTI PRIVIND PROTECTIA ANTISEISMICA A STRUCTURILOR DIN ZIDARIE PORTANTA …. pag. 7 1.1. Instructiuni provizorii pentru prevenirea deteriorarii

constructiilor din cauza cutremurelor si pentru refacerea celor degradate. Monitorul Oficial nr. 15 / 19. 01. 1942

1.1.1. Generalitati

1.1.2. Instructiuni obligatorii pentru toate cladirile din cuprinsul tarii, cu exceptia cladirilor cu caracter rural

1.1.3. Instructiuni obligatorii la toate cladirile publice si particulare din regiunea “ A “, cu exceptia cladirilor particulare parter si a celor cu caracter rural

1.2. Instructiuni pentru prevenirea deteriorarii constructiilor din cauza cutremurelor. Monitorul Oficial nr. 120 / 30. 05. 1945

1.3. Normativ conditionat pentru proiectarea constructiilor civile si industriale din regiuni seismice. Indicativ P 13 / 63

1.3.1. Generalitati

1.3.2. Stabilirea gradului de seismicitate de calcul pentru constructii

1.3.3. Determinarea sarcinilor seismice

1.3.4. Constructii si elemente din zidarie


2

1.4. Normativ pentru proiectarea constructiilor civile si

industriale din regiuni seismice. Indicativ P 13 / 70 1.4.1. Generalitati

1.4.2. Determinarea incarcarilor seismice 1.4.3. Determinarea incarcarilor seismice orizontale pentru struc –

tura de rezistenta 1.4.4. Constructii si elemente din zidarie 1.5. Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor

de locuinte, social - culturale, agrozootehnice si industriale. Indicativ P 100 / 81

1.5.1. Generalitati

1.5.2. Relatii generale pentru determinarea incarcarilor seismice orizontale pentru structura de rezistenta

1.5.3. Determinarea incarcarilor seismice orizontale pentru struc –

turile de rezistenta ale cladirilor de tipuri curente 1.6. Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor

de locuinte, social culturale, agrozootehnice si industriale. Indicativ P 100 / 92

1.6.1. Generalitati

1.6.2. Relatii de calcul pentru determinarea incarcarilor seismice orizontale pentru calculul structurilor de rezistenta


3

1.7. Cod de proiectare seismica – Partea 1. Prevederi de proiectare pentru cladiri. Indicativ P 100 / 2006

1.7.1. Generalitati

1.7.2. Rezistenta de proiectare a peretilor structurali la forta taietoare

1.7.3. Calculul deformatiilor si deplasarilor laterale in planul peretelui

CAPITOLUL 2CAPITOLUL 2CAPITOLUL 2CAPITOLUL 2

STRUCTURI DIN ZIDARIE PORTANTA …. pag. 48

2.1. Generalitati

2.1.1. Modul de alcatuire al elementelor structurale

2.1.2. Tipul si natura actiunilor asupra elementelor din zidarie

2.1.3. Stari limita pentru calculul elementelor din zidarie

2.1.4. Materiale

2.1.5. Caracteristici de calcul ale zidariei 2.2. Calculul simplificat al constructiilor cu structura din zidarie

portanta 2.2.1. Consideratii generale

2.2.2. Calculul structurilor la incarcari gravitationale ( verticale )


4

2.2.3. Calculul peretilor din zidarie simpla la incarcari

orizontale ce actioneaza perpendicular pe planul lor

2.2.4. Calculul constructiilor din zidarie portanta la actiuni seismice – Cod CR 6 – 2006

2.2.5. Calculul constructiilor din zidarie portanta la actiuni seismice – Normativ P 2 / 85

2.2.6. Analiza simplificata a structurilor din zidarie la actiuni seismice. Comportarea panourilor din zidarie armata

2.2.7. Pereti portanti din zidarie din caramida – elemente de calcul privind consolidarea acestora prin camasuire ( placare ) cu beton armat

CAPITOLUL 3CAPITOLUL 3CAPITOLUL 3CAPITOLUL 3 METODE DE INVESTIGARE PENTRU CLADIRI CU PERETI PORTANTI DIN ZIDARIE DE CARAMIDA AFECTATE DE CUTREMURE PUTERNICE …. pag. 123 3.1. Generalitati 3.2. Metode de investigare

3.2.1. Metoda E1 - Evaluarea calitativa a structurilor

3.2.2. Metoda E2 - Incercari nedistructive pentru stabilirea caracte - risticilor mecanice ale materialelor

3.2.3. Metoda E3 - Masuratori dinamice pe ansamblul constructiei


5

3.2.4. Metoda E4 - Studii geotehnice pentru determinarea caracte - risticilor terenului de fundare


DEFICIENTE SI DEGRADARI ALE STRUCTURILOR DE REZIS – TENTA LA CLADIRI. METODE DE CALCUL PENTRU ELEMEN – TELE STRUCTURALE CONSOLIDATE …. pag. 137

4.1. Deficiente de alcatuire structurale 4.2. Degradari la cladirile cu structura de rezistenta din zidarie 4.3. Actiuni mecanice – tipuri de degradari ale peretilor structurali

din zidarie de caramida 4.4. Relatii pentru calculul peretilor din zidarie de caramida

consolidati prin placare ( camasuire ) cu beton armat


SOLUTII CU PRIVIRE LA CONSOLIDAREA ELEMENTELOR STRUCTURALE ALE CLADIRILOR …. pag. 167

5.1. Consolidarea fundatiilor

5.2. Consolidarea peretilor portanti din zidarie de caramida 5.3. Consolidarea planseelor din beton armat monolit 5.4. Consolidarea planseelor din lemn


6


INREGISTRARI SI INVESTIGATII EXPERIMENTALE …. pag. 180

6.1. Seismicitatea teritoriului Romaniei 6.2. Evaluarea coeficientului “ Ψ – coeficient de reducere a

efectelor actiunii seismice ( P 100 / 81 ; P 100 / 92 ) sau q = 1 / Ψ – factor de comportare al structurii ( P 100 – 1 / 2006 ) “ de calcul a sarcinii seismice pentru constructiile rigide si semirigide

6.3. Consolidarea antiseismica a cladirilor multietajate cu structura

din zidarie portanta prin adaugare de stalpi din beton armat – studiu

CAPITOLUL 7CAPITOLUL 7CAPITOLUL 7CAPITOLUL 7 CONCLUZII SI CONTRIBUTII PERSONALE …. pag. 212 7.1. Concluzii 7.2. Contributii personale

ANEXAANEXAANEXAANEXA …. pag. 217

BIBLIOGRAFIEBIBLIOGRAFIEBIBLIOGRAFIEBIBLIOGRAFIE …. pag. 227

NORMATIVE NORMATIVE NORMATIVE NORMATIVE ---- STANDARDE STANDARDE STANDARDE STANDARDE …. pag. 234


7

CAPITOLUL ICAPITOLUL ICAPITOLUL ICAPITOLUL I

SINTEZA REGLEMENTARILOR TEHNICE ROMANESTI

PRIVIND PROTECTIA ANTISEISMICA A STRUCTURILOR

DIN ZIDARIE PORTANTA


8

1.1. INSTRUCTIUNI PROVIZORII PENTRU PREVENIREA DETERIORARII

CONSTRUCTIILOR DIN CAUZA CUTREMURELOR SI PENTRU REFACEREA CELOR DEGRADATE – Monitorul Oficial Nr. 15 / 19. 01. 1942

1.1.1. GENERALITATI Teritoriul Romaniei se imparte din punct de vedere seismic in doua regiuni:

- regiunea ( A ), la sud si est de Carpati, la care se adauga si judetul Brasov, este considerata ca cea mai expusa cutremurelor

- regiunea ( B ), restul tarii fiind considerat ca mai putin expus

Constructiile dupa intreg teritoriul tarii se impart in urmatoarele categorii:

- cladiri publice ale statului, judetelor si comunelor - cladiri particulare de interes general, precum: teatre, cinematografe,

spitale, scoli, biserici, hoteluri, restaurante si magazine mari, blocuri de apartamente in comun etc.

- cladiri particulare oricare ar fi destinatia lor

- cladiri cu caracter rural, avand numai parter si executate de mesteri rurali,

cu mijloace fixe aflate la indemana in localitate, fie in comunele rurale, fie la marginea oraselor

1.1.2. INSTRUCTIUNI OBLIGATORII PENTRU TOATE CLADIRILE DIN CUPRINSUL TARII, CU EXCEPTIA CLADIRILOR CU CARACTER RURAL Fundatii Constructiile pe teren slab fiind mai expuse efectelor cutremurelor, vor fi monolitare, iar fundatiile se vor executa decat pe talpi continue din beton armat, pe piloti sau pe radier general. Bazele fundatiilor vor avea pe cat posibil acelasi nivel, iar stalpii vor fi amplasati cat mai centric pe talpile de fundatii.


9

Zidaria din caramida Zidaria din caramida va fi executata dupa toate regulile artei: bine tesuta, cu rosturile verticale alternate si suficient de petrecute. Mortarul de inzidire va avea urmatoarea reteta: 0,250 mc var alb gras pasta la 1 mc de nisip cu adaos de cel putin 100 kg de ciment. La cladirile fara etaje si numai la zidarii de cel putin o caramida, se va putea renunta la adaosul de ciment, insa in acest caz mortarul se va executa cu 0,300 mc var pasta la 1 mc de nisip, iar rosturile orizontale si verticale intre caramizi vor fi umplute complet. In cazul cand in regiune nu se gaseste nisip care sa indeplineasca toate conditiile de buna calitate, se poate intrebuinta si nisip mai fin sau cu materii pamantoase, cu conditia ca mortarul sa se execute cu cel putin 200 kg de ciment. Buiandrugii se vor executa din beton armat sau profile metalice, buiandrugii din lemn cu bolti de caramida nu se admit. Lungimea buiandrugilor se va spori, la fiecare capat, peste lungimea necesara rezemarii, care rezulta din calcul, cu o cantitate de cel putin 10 % din lungime. Nu se admit ca piese de rezistenta: bolti, arce si cupole din zidarie de caramida, ci numai din beton armat sau profile metalice. Daca totusi arhitectura cere bolti aparente, acestea vor fi executate ca imbracaminte, cu mortar de ciment si legaturi solide de structura de rezistenta. Peretii de calcan, frontoanele, aticele, parapetii executati din zidarie de caramida, nu vor avea o grosime mai mica de 28 cm, iar mortarul va avea cantitatea de ciment precizata mai sus, aceste elemente fiind ancorate, fie de sarpanta, fie de planseul de peste ultimul etaj. La cladirile oamenilor nevoiasi si cu autorizatie speciala, calcanul se poate executa din lemn invelit cu tabla. Peretii despartitori care cuprind conducte ingropate sau sustin instalatii, se vor executa cu o grosime minima de 14 cm. Peretii sub 14 cm se permit numai din caramida cu limba plina si mortar de ciment. La inaltimi mai mari de 3 m se vor folosi si legaturi din otel - beton. La zidaria de umplutura ( intre cadre ), ultimile doua randuri de caramida sub tavan se vor executa cu mortar de ciment bine impanate, asa cum se executa la subzidiri. Nu se admit plansee cu grinzi din lemn sau din profile metalice, decat daca sub grinzile planseului se vor executa centuri din beton armat. Centurile din beton armat vor fi executate continuu, de-a lungul tuturor zidurilor interioare si exterioare de rezistenta cu inaltimea de 15 ÷ 25 cm, cu latimea egala cu a zidariei, iar armatura de cel putin 0,8 % din sectiunea betonului. Acesta dimensionare este valabila numai pentru centurile care nu indeplinesc si rolul de grinzi sau buiandrugi.


10

1.1.3. INSTRUCTIUNI OBLIGATORII LA TOATE CLADIRILE PUBLICE SI PARTICULARE DIN REGIUNEA “ A ”, CU EXCEPTIA CLADIRILOR PARTICULARE PARTER SI A CELOR CU CARACTER RURAL In cazul cand inaltimea dintre doua plansee este mai mare de 4 m zidaria de caramida se va arma cu bare din fier rotund sau lat in felul urmator: se va introduce intre plansee cel putin o centura din zidarie armata cu doua sau trei randuri de fier din vergele de 8 ÷ 10 mm diametru, asezate in rosturile consecutive ale zidariei si compuse din cate doua bucati, unul la exterior si altul la interiorul peretelui, la distanta de 1,5 cm de la fata zidita in mortar de ciment, barele vor avea petrecerile de innadire ca la betonul armat; la colturi armaturile vor avea lungimile necesare de ancoraj in zidariile de cap, astfel ca smulgerea armaturii sa fie impiedicata; la goluri ancorarea se face in cadrul golului. Aceste centuri din zidarie armata se vor plasa in special in continuarea buiandrugilor si a solbancurilor, peste si sub golurile din zidarie.


11

1.2. INSTRUCTIUNI PENTRU PREVENIREA DETERIORARII CON –

STRUCTIILOR DIN CAUZA CUTREMURELOR – Monitorul Oficial Nr. 120 / 30. 05. 1945

ARTICOLUL 1 – Generalitati Teritoriul Romaniei se imparte din punct de vedere al protectiei seismice, in doua regiuni:

1. Regiunea ( A ) cea mai expusa la cutremure, situate la sud si est de Carpati, la care se adauga si judetul Brasov

2. Regiunea ( B ) in care cutremurele sunt considerate ca avand o actiune mai

redusa si care cuprinde restul tarii

ARTICOLUL 2 – Clasificarea cladirilor Cladirile de pe intreg teritoriul tarii, se impart in trei categorii:

1. Cladiri de inters public, cuprinzand:

a). Cladirile publice ale statului, judetelor, comunelor si institutiunilor publice, cu cel putin parter si doua etaje b). Cladirile particulare, insa de interes public, precum teatre, cinematografe, spitale, scoli, biserici, hoteluri, cu cel putin parter si doua etaje

2. Cladirile de interes public sau particular, asezate in comunele urbane sau

rurale si avand numai parter si maxim doua etaje

3. Cladiri cu caracter rural executate in comunele rurale cu mijloace simple, caracteristice localitatii in care se construiesc, avand cel mult parter si etaj

ARTICOLUL 3 – Fundatii Se va evita asezarea cladirilor pe terenuri instabile, precum terenuri fugitive, bolovanisuri de coasta sau grohotisuri, aluviuni instabile si imbibate cu apa, maluri de rauri si margini de platouri.


12

ARTICOLUL 4 – Pereti din zidarie de caramida Zidariile din caramida masiva si cele de umplutura vor fi executate cu respectarea tuturor regulilor artei constructive si cu respectarea urmatoarelor conditii: a). Mortarul utilizat va fi sau de ciment, cu cel putin 300 kg de ciment pentru 1 mc de nisip, sau de var amestecat cu ciment si anume: cel putin 0,250 mc de var pasta si 100 kg de ciment pentru 1 mc de nisip. b). In cazul cand nisipul nu indeplineste conditiile din prescriptiile pentru constructiile de cladiri, fiind prea fin si daca nu se poate procura un nisip mai bun, se va mari cantitatea de ciment cu 100 kg / mc de nisip peste prevederile de la aliniatul precedent. c). Se vor evita boltile si cupolele din zidarie de caramida, executandu-se de preferinta din beton armat, sau beton cu armatura de siguranta. Cand boltile de caramida nu se pot evita, ele vor fi executate cu mortar de ciment si cu o solida rezemare la nastere. d). Calcanele, frontoanele, parapetii si aticele vor avea o grosime minima de 28 cm si vor fi ancorate, fie de sarpanta, fie de planseu. e). Buiandrugii se vor executa din beton armat sau profile metalice, iar lungimea de rezemare va fi de cel putin 28 cm. f). Peretii despartitori de umplutura vor fi de cel putin 14 cm, in cazul in care cuprind conducte electrice ingropate. ARTICOLUL 5 – Incarcari aferente cladirilor Sarcinile speciale ( seismice ) datorita efectului cutremurului sunt urmatoarele: a). Forte orizontale, aplicate la nivelul fiecarui planseu, a caror rezultanta va fi egala cu 5 % din greutatea constructiei de deasupra, inclusiv a planseului respectiv impreuna cu incarcarile utile ( g + p ). La constructiile industriale la care incarcarea utila depaseste greutatea proprie a planseului, se va considera pentru calculul fortelor orizontale numai jumatate din incarcarea utila, insa cel putin o valoare egala cu greutatea planseului. Aceasta reducere nu se va aplica la constructiile ce adapostesc materiale. b). In cazul terenurilor de fundare putin consistente si imbibate cu apa, valoarea fortelor orizontale se va spori cu 20 %. c). La dimensionarea partilor de constructie in consola sarcina verticala proprie si utila ( g + p ) avuta in vedere la calcul se va spori cu 50 %.


13

La aceste parti de constructie se va face o verificare si la momentele produse de fortele orizontale evaluate conform normelor si aplicate in centrul de greutate al masivului ce actioneaza pe consola. ARTICOLUL 6 – Verificari La verificarea constructiilor cu forte orizontale se va considera ca acestea actioneaza dintr - o singura directie. Verificarea se va face insa, alternativ dupa cel putin doua directii, de preferinta una longitudinala si cealalta transversala partii de constructie. ARTICOLUL 7 – Tehnologie de executie Zidaria din piatra in special la fundatii, va fi executata cu mortar cuprinzand ciment in proportie de cel putin 100 kg de ciment la mc, pentru mortarul alcatuit din var si nisip. Zidaria din caramida va fi executata cu rosturile pline si va fi tesuta cat se poate de bine. La inaltimea fiecarui etaj se vor prevedea legaturi de fier, alcatuite din fier lat sau de preferinta dintr-o centura din beton armat. Betonul va avea dozajul de cel putin 270 kg la mc de beton. Se vor evita boltile care reazema pe stalpi liberi, iar in cazul cand nu pot fi evitate, se vor introduce tiranti la nasterea lor sau se vor lega la partea superioara cu o centura din beton armat.


14

1.3. NORMATIV CONDITIONAT PENTRU PROIECTAREA CONSTRUC –

TIILOR CIVILE SI INDUSTRIALE DIN REGIUNI SEISMICE – Indicativ P 13 / 63

1.3.1. GENERALITATI Pentru o buna comportare a constructiilor la actiunea cutremurelor un rol hotarator il au: o conceptie rationala a ansamblului ( distributia maselor, volumelor si a rigiditatilor ele –mentelor portante ), alegerea judicioasa a materialelor de constructii si a solutiilor constructive, alcatuirea corecta a detaliilor constructive, cat si calitatea executiei lucrarilor. Pentru verificarea prin calcul a constructiilor la solicitarile seismice, s-a adoptat o schema de calcul a acestor solicitari care are un caracter conventional, corespunzator stadiului actual al cunostintelor privind actiunea cutremurelor asupra constructiilor. Metoda recomandata pentru determinarea sarcinilor seismice se bazeaza pe un calcul dinamic al constructiilor. Calculul se face la fortele de inertie provocate de caracterul dinamic al actiunii cutremurului, considerate ca sarcini aplicate static. 1.3.2. STABILIREA GRADULUI DE SEISMICITATE DE CALCUL PENTRU CONSTRUCTII Gradul de seismicitate de calcul ce se considera la determinarea sarcinilor seismice conventionale pentru proiectarea constructiilor, se stabileste pe baza: a). gradului de seismicitate al zonei in care este amplasata constructia b). clasei de importanta a constructiei Gradul de seismicitate al zonei se va lua din harta de macroraionare seismica a teritoriului Republicii Populare Romane, data in STAS 3684 – 63 “ Grade de Intensitate Seismica “. Gradul de seismicitate de calcul, in functie de gradul de seismicitate al zonei si de clasa de importanta a constructiei, se stabileste astfel:


15

Gradul de seismicitate de calcul pentru constructii, cand gradul de seismicitate al zonei este:

Clasa de importanta

Caracterizare

7 8 9

I

Constructii monumentale si constructii deosebit de importante, de importanta republicana.

8

9

9

II

Toate constructiile cu exceptia celor din din clasele I, III, IV si V.

7

8

9

III

Cladiri industriale parter care nu con - tin utilaje costisitoare, constructiile uni - tatilor energetice de interes local cu cel 50 de lucratori, constructii pentru ada - postirea animalelor de rase pretioase.

7

7

8

IV

Cladiri parter pentru locuinte, adminis - trative, comerciale si comunale.

7

7

8

V

Constructii a caror prabusire nu con - duce la pierderea de vieti omenesti , sau la deteriorarea de utilaje costisi - toare , constructii zootehnice ( cu ex - ceptia celor din clasa III ) , constructii cu caracter provizoriu ( baraci, etc. ).

Nu este necesara o verificare la sarcini seismice.


16

1.3.3. DETERMINAREA SARCINILOR SEISMICE Metoda de determinare a sarcinilor seismice, cuprinsa in prezentul normativ, se bazeaza pe un calcul dinamic al constructiilor. Sarcinile seismice se considera in mod conventional in calculul constructiilor ca forte aplicate static, insa coeficientii care intra in expresiile lor se determina pe baza unui calcul dinamic. Sarcina seismica orizontala totala care actioneaza asupra unei constructii ( forta taietoare la baza constructiei ) se determina cu relatia: S = c Q

c - este coeficient de seismicitate, care se calculeaza:

c = Ks β ε Ψ ; se ia cel putin egal cu: c = 0,02 Ks - coeficientul care introduce influenta gradului de seismicitate de calcul

- valorile coeficientului “ Ks “

Gradul de seismicitate de calcul al constructiei Ks

7

8

9

0,025

0,050

0,100

β , ε - coeficienti care introduc caracteristicile dinamice ale constructiei si influenta terenului de fundare β - coeficient dinamic, determinat pentru un sistem conventional cu un singur grad de libertate, in functie de perioada proprie de vibratie a acestui sistem ( in mo - dul de vibratie pentru care se face calculul ) si de natura terenului de fundare

• pentru terenuri de fundare din categoria ( a ) – terenuri cu presiunea admisibila la incarcari fundamentale σ ≥ 2 kg / cm2 ( fig. 1.1 ).

0,6 ≤ β = 0,9 / T ≤ 3 ( fig. 1. 1 )


17

• pentru terenuri de fundare din categoria ( b ) – terenuri cu presiunea admisibila la incarcari fundamentale σ < 2 kg / cm2 , valorile lui β dupa formula de mai sus se sporesc cu 25%, respectandu-se conditia β ≤ 3

• pentru terenuri de fundare din categoria ( c ) – terenuri maloase, tere-

nuri moi imbibate cu apa pana la nivelul fundatiilor, valorile lui β dupa formula ( 1 ) se sporesc cu 50%, respectandu-se conditia β ≤ 3

3,0

0.6

0.3 1.5

b

Graficul de variatie al coeficientului " b "

b

T ( sec. )

Fig. 1. 1 ε – coeficientul de echivalenta, prin care se va face trecerea de la sistemul con – ventional cu un grad de libertate la sistemul real cu mai multe grade de liber – tate Ψ – coeficientul care tine seama de influenta materialului si a structurii constructiei asupra amortizarii prin frecare interioara a vibratiilor produse de sarcinile seismice n Q = ∑ Qk – rezultanta sarcinilor gravitationale de nivel Q pentru toate nivelele “ k “ 1 n S = ∑ Sk - sarcina seismica orizontala totala 1

Sk - sarcina seismica orizontala actionand la nivelul “ k “ , care se determina prin distribuirea incarcarii seismice totale “ S “ pe inaltimea constructiei


18

1.3.4. CONSTRUCTII SI ELEMENTE DIN ZIDARIE Din punctul de vedere al rezistentei la actiunea cutremurelor, zidariile se clasifica conform urmatorului tabel:

Categoria pe zidarie

Alcatuirea zidariei Clasa minima de importanta a constructiilor

I

Zidarie din caramizi sau blocuri ceramice presate, cu marca peste 100 armata sau nearmata. Zidarie din piatra naturala in in forme regulate.

I

II

Zidarie din caramizi sau blocuri ceramice presate, cu marca pana la 100 inclusiv, armata sau nearmata. Zidarie din blocuri mici sau medii din beton.

II

III

Zidarie din piatra naturala de forme nere - gulate, cu mortar de ciment - var. Zidarie din caramizi de mina.

IV

La constructiile cu ziduri portante, se recomanda ca toate zidurile portante si autoportante ale aceluiasi nivel sa fie prevazute din acelasi material. La cladirile etajate cu ziduri portante, se vor prevedea ziduri de contravantuire care sa lege zidurile portante, si care vor fi dispuse la distante de maximum 12 m. Aceste ziduri vor fi executate odata cu zidurile portante si vor avea grosimea de cel putin:

- 12,5 cm la cladirile pana la doua nivele inclusiv

- 25 cm la cladirile de la trei nivele in sus Cu respectarea acestor prescriptii si cu prevederea dupa necesitati a unor stalpisori din beton armat turnati in zidarie, zidaria portanta poate fi utilizata la cladiri, avand regimul de inaltime de cel mult cinci nivele. In lungul zidurilor portante si a celor de contravantuire se vor dispune la fiecare nivel al cladirii centuri continue din beton armat monolit sau din zidarie armata, in care vor fi ancorate planseele si celelate elemente de legatura orizontale. Armaturile centurilor se vor petrece la colturile cladirilor. Nu se admite folosirea la executarea zidariilor a materialelor neaderente.


19

La colturile si intersectiile zidurilor portante si autoportante, la cladirile cu trei sau mai multe nivele, in zonele cu seismicitate 8 si 9, se vor dispune armaturi suplimentare in rosturile orizontale ale zidariei. Se va evita dispunerea golurilor de cosuri si ventilatii in grosimea intersectiilor de ziduri. In zidurile portante si autoportante se va urmari ca golurile de usi si ferestre sa fie astfel dispuse incat sa permita pastrarea unor plinuri de zidarie suficiente pentru asigurarea rigiditatii si rezistentei la actiunea sarcinii seimice. Buiandrugii ( grinzi de cuplare ) vor rezema pe zidariile din caramida cu cel putin 25 cm de fiecare parte. Daca buiandrugii se executa din grinzisoare prefabricate din beton armat alaturate, acestea se vor solidariza cu legaturi din otel beton. La elementele din zidarie care dau impingeri ( bolti, arce, cupole ), impingerile vor fi preluate prin elemente cu deformatii reduse: tiranti, inele de intindere. Se vor prevedea in proiecte indicatii speciale cu privire la urmatoarele masuri de executie a zidariilor:

- caramizile sa fie udate inainte de punerea in opera

- rosturile verticale intre caramizi sa fie bine umplute cu mortar


20

1.4. NORMATIV PENTRU PROIECTAREA CONSTRUCTIILOR CIVILE SI

INDUSTRIALE DIN REGIUNI SEISMICE – Indicativ P 13 / 70 1.4.1. GENERALITATI Normativul cuprinde prescriptii generale de proiectare pentru realizarea protectiei antiseismice a constructiilor si limitarea consecintelor ce ar rezulta din eventualele degradari produse de cutremure ( seisme ). Asigurarea unei bune comportari a constructiilor la actiunea miscarilor seismice este conditionata de:

- alegerea judicioasa a amplasamentului

- conceptia rationala a ansamblului ( distributia maselor, volumelor, a rigiditatii si ductilitatii elementelor structurale )

- adoptarea unor materiale de constructie corespunzatoare

- dimensionarea judicioasa a elementelor de constructie si a legaturilor lor

- alcatuirea corecta a detaliilor constructive

- calitatea executiei lucrarilor 1.4.2. DETERMINAREA INCARCARILOR SEISMICE Incarcarile seismice produse de fortele de inertie se considera in mod conventional ca forte aplicate static. Punctele de aplicatie, directiile de actiune si modul in care se distribuie fortele seismice, se stabilesc pe baza teoriei vibratiilor liniare, luandu-se in considerare natura miscarilor seismice ale terenului si comportarea constructiilor in timpul cutremurelor. Marimea incarcarilor seismice se determina tinand seama de clasa de importanta a constructiei, gradul de intensitate seismica al zonei de amplasare, natura terenului de fundare, caracteristicile dinamice ale constructiei si capacitatea acesteia de disipare a energiei prin deformare in domeniul plastic. Punctele de aplicatie ale incarcarilor seismice coincid cu pozitiile maselor considerate in calculul constructiilor. Directiile de actiune ale incarcarilor seismice se stabilesc in modul urmator:


21

a). in calculul structurii de rezistenta se vor considera incarcarile seismice actionand orinzontal dupa orice directie. Pentru cazurile curente se admit urmatoarele simplificari: - la constructiile la care elementele portante verticale sunt orientate dupa doua directii ortogonale, se vor considera aceste directii. - la celelalte constructii, se admite sa se considere numai directiile axelor principale ale ansamblului structurii de rezistenta. b). elemente structurii de rezistenta care vor fi verificate si la incarcari statice care actioneaza vertical: elemente de rezistenta cu eforturi axiale predominante ( stalpi, spaleti din zidarie, tiranti, structuri suspendate ); grinzi rezemate pe stalpi, grinzi cu incarcari concentrate importante, plansee cu deschideri mari fara grinzi, console cu incarcari importante, console cu deschideri mari. c). pentru verificarea reazemelor si a ancorajelor se pot considera in mod curent numai ipotezele de incarcare care duc la eforturi de intindere sau forfecare. d). pentru elementele care nu fac parte din structura rezistenta, verificarea la sarcinile seismice are ca obiect principal asigurarea elementului de structura principala de rezistenta a constructiei. Pentru evaluarea caracteristicilor dinamice ale constructiilor si a coeficientilor care determina valorile incarcarilor seismice, se admite: a). inlocuirea distributiei reale a maselor printr-o distributie care sa simplifice calculele fara sa afecteze intr-o masura importanta eforturile finale ( se admite in mod curent concentrarea maselor la nivelurile planseelor pentru constructiile etajate, concentrarea maselor la un numar sufficient de niveluri echidistante pentru constructii zvelte de tipul cosurilor de fum ). b). inlocuirea rigiditatii reale a elementelor de constructie, a reazemelor si a terenului de fundare cu valorile considerate in cazul solicitarilor statice ( in lipsa unor date speciale ). c). determinarea valorilor coeficientilor care intra in expresia incarilor seismice pe baza indicatiilor cuprinse in anexa II a normativului, in cazul costructiilor de tip curent.


22

1.4.3. DETERMINAREA INCARCARILOR SEISMICE ORIZONTALE PEN - TRU STRUCTURA DE REZISTENTA Incarcarile seismice orizontale care actioneaza asupra constructiei la nivelul “ k ”, corespunzatoare modului propriu de vibratie “ r ” se determina cu ajutorul relatiei: Skr = ks βr Ψ ηkr Qk ks - introduce influenta seismicitatii amplasamentului si a importantei functionale a constructiei, conform tabel Ψ - coeficient care introduce influenta proprietatilor de amortizare a vibratiilor si a ductilitatii structurii ( capacitate de deformare in domeniul plastic )

- valorile coeficientului “ ψ “ sunt date in tabelul de mai jos:

Tipul constructiv Valoarea coeficientului Ψ

Constructii cu structura in cadre 1,0

Constructii cu diafragme 1,2

Constructii din zidarie portanta 1,3

Constructii inalte foarte sensibile, independente, de tipul cosurilor de fum, antenelor de radio si te- leviziune

1,8

Castele de apa 2,0

βr - coeficient care introduce influenta perioadei proprii considerate Tr si a terenului de fundare:

• pentru terenuri normale de fundare:

βr = 0,8 / Tr ; 0,6 ≤ βr ≤ 2,0

• pentru terenuri de fundare stancoase, straturi de pietris consolidate, straturi tertiare sau mai vechi, valorile coeficientului βr , se reduce cu 20%, cu exceptia constructiilor din zidarie sau din prefabricate din beton.


23

• pentru terenuri de fundare constituite din pamanturi argiloase, argile prafoase nisipoase de consistenta redusa, nisipuri in stare afanata, loess -uri cu umiditate ridicata, sau in cazul terenurilor cu nivelul apei subterane ridicat, coeficientul βr se majoreaza cu 50 % fara a depasi insa valoarea limita βr = 2,5 .

2.0

0.6

0.4 1.33

b r

Tr ( sec. )

0,8 / Tr


Fig. 1. 2

ηkr – coeficient care introduce influenta formei proprii considerate ukr Qk – rezultanta incarcarilor gravitationale de nivel corespunzatoare masei antrenate in miscare dupa directia de actiune a fortei seismice


24

Valorile coeficientului ks

Valorile coeficientului pentru zona de grad de intensitate seismica

Clasa de importanta

Caracterizare

6 7 8 9

I

Constructii de importanta deosebita: cladiri monumentale, cladiri care adapostesc bu - nuri cultural – artistice de mare valoare, constructii de prima necesitate in caz de cutremur , precum si constructii a caror iesire din functiune are o influenta deo - sebita asupra economiei nationale.

0,03

0,05

0,08

0,12

II

Toate constructiile cu exceptia celor din clasele de importanta I, III si IV

-

0,03

0,05

0,08

III

Cladiri cu un nivel, ca: locuinte, cladiri ad - ministrative si comerciale , a caror functiune nu duce la aglomerari de oameni. Con - structii industriale cu un nivel, care nu adapostesc utilaje greu de inlocuit. Constructii pentru adapostirea animalelor de rasa pre - tioasa pentru reproducere;constructiile com- plexelor industriale agrozootehnice.

-

0,02

0,03

0,05

IV

Constructii putin importante, destinate a a - daposti bunuri de mica valoare si un perso - nal restrans de deservire, cu acces neper - manent; constructii agrozootehnice (cu ex - ceptia celor din clasa de importanta III ), constructii cu caracter provizoriu – baraci , etc.

-

-

-

0,03


25

Metoda practica pentru determinarea caracteristicilor dinamice ale constructiilor cu pereti portanti din zidarie – Conform Indrumator Pentru Calculul Structurilor In Zone Seismice / INCERC 1972 Constructiile cu pereti portanti din zidarie de caramida se caracterizeaza prin influenta predominanta a lunecarii asupra deformatiei de ansamblu a structurii. Pentru calculul la solicitari seismice este suficienta determinarea modului propriu fundamental. Calculul eforturilor si deplasarilor produse de solicitarile seismice se face conform Normativului P 13 / 70. Perioadele fundamentale de vibratie ale constructiilor cu pereti portanti din zidarie se pot determina cu ajutorul relatiilor aproximative, deduse din studii teoretice si experimentale: - pereti din caramida sau blocuri mici:

T1 = 0,0165 H , H – inaltimea cladirii in m

- pereti din blocuri mari:

T1 = 0,014 H , H – inaltimea cladirii in m

Perioadele cladirii pe directie longitudinala si transversala se considera egale. Perioadele si formele proprii de vibratie se determina cu formulele de mai jos, in care se tine seama de de deformatiile de lunecare ale peretilor si de deformatiile terenului de fundare: T1 = ( 9,75 H / α1 ) √ m / FG γ u1 = sin ( α1 / H ) xj + 0,07 cos ( α1 / H ) xj H – inaltimea totala a cladirii ( m )

P – suprafata sectiuni medii a peretilor cladirii, in plan ( m2 )

m – masa considerata uniform distribuita pe inaltimea constructiei, cu considera – rea greutatii planseelor ( t sec2 / m )

G ( 0,25 E ) – modulul de elasticitate transversal al zidariei ( tf / m2 )

γ – coeficient care tine seama de deformabilitatea peretilor in planul lor, datorita golurilor: γ = 3√ [ 1 – ( a / I ) ]4

α1 – coeficient in functie de parametrul:

v = ( 12 Cz If ) / FG γ H


26

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6a 1

v2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

Diagrama coeficientului α1 pentru oscilatiile fundamentale ale cladirilor cu pereti portanti din zidarie – indrumator INCERC 1.4.4. CONSTRUCTII SI ELEMENTE DIN ZIDARIE DE CARAMIDA La cladirile cu structura de rezistenta din zidarie de caramida, lungimea maxima a tronsoanelor cuprinse intre doua rosturi se va limita la 60 m in zonele de grad de intensitate seismica 7 sau 8 si la 40 m in zonele cu grad de intensitate seismica 9. Inaltimea cladirilor se limiteaza la 15 m in zonele de grad seismic 7 sau 8 si la 9 m in zona de grad seismic 9. Pentru cladiri se vor respecta, in afara conditiilor de utilizare in zone seismice a diferitelor materiale date prin prescriptii de specialitate, si urmatoarele conditii: a). caramizile pentru zidariile de rezistenta vor avea cel putin marca 75 in zonele de grad de intensitate seismica 7 si cel putin marca 100 in zonele de grad de intensitate seismica 8 si 9. b). mortarele pentru zidariile de rezistenta vor fi de tipul ciment – var si vor avea cel putin marca 25 in zonele de grad de intensitate seismica 7 si cel putin marca 50 in zonele de grad de intensitate seismica 8 si 9. In toate cazurile in care se inglobeaza armaturi in rosturile zidariei, mortarul va avea cel putin marca 50. c). in elementele din beton armat turnate in zidarie ( stalpi, centuri, buiandrugi ) se va utiliza beton cu marca minima B 150. d). armarea zidariei si a elementelor din beton armat inglobate in zidarie se va face cu otel OB 38.


27

La cladirile cu structura de rezistenta din zidarie de caramida se vor respecta urmatoarele prescriptii privind dispunerea si alcatuirea zidurilor portante si a zidurilor de rigidizare: a). zidurile vor fi dispuse astfel incat sa alcatuiasca un sistem spatial capabil de a prelua solicitarile seismice, indiferent de directia lor. In acest sens se recomanda ca:

- zidurile sa fie, pe cat posibil, rectilinii pe toata lungimea sau inaltimea constructiei, sa nu faca intre ele unghiuri diferite de 90o si sa fie simetrice in raport cu axele principale ale tronsonului sau cladirii

- zidurile sa fie asigurate la capete prin tesere cu ziduri perpendiculare de

rigidizare, astfel incat sa alcatuiasca sectiuni T sau L

- distantele intre zidurile de rigidizare sa fie alese in functie de clasa de importanta a cladirii, natura materialelor utilizate, numarul de niveluri etc., in conformitate cu prevederile prescriptiilor de specialitate

Numar de niveluri

Distante maxime intre zidurile de rigidizare ( m ) pentru gradul de intensitate seismica

7 8 9

3

12,00 10,00 8,00

b). zidurile vor fi alcatuite in concordanta cu modul de lucru al structurii in ansamblu, tinandu-se seama de pozitia si dimensiunile golurilor. In acest sens:

- zidurile portante vor avea grosimea de 25 cm - zidurile vor fi intarite cu elemente de beton armat ( centuri, stalpi,

buiandrugi ), cu armature introduce in rosturi sau prin alte sisteme care pot prelua solicitarile seismice si reduce efectele unor eventuale avarii; legarea stalpilor de zidaria adiacenta este obligatorie

- se vor utiliza , unde este cazul, buiandrugi cu lungimea de rezemare

sporita, legati cu centurile si in cazul zidurilor mai inalte de 3 m, se vor prevedea centuri intermediare, pentru asigurarea unei rigidizari sporite


28

c). pentru alegerea dimensiunilor si pozitiei golurilor in zidaria din caramida se recomanda ca:

- marimea golurilor la zidurile exterioare sa fie limitata astfel ca raportul dintre lungimea plinurilor si lungimea totala a zidurilor sa fie cel putin egal cu 0,5

- golurile sa nu fie dispuse in vecinatatea colturilor cladirii - golurile sa aiba de regula aceeasi pozitie si pe cat posibil aceeasi inaltime

la toate etajele d). amplasarea golurilor pentru cosuri si ventilatii in grosimea intersectiilor zidurilor este interzisa. Planseele cladirilor etajate cu ziduri portante vor fi alcatuite conform urmatoarelor indicatii generale: a). se va asigura o cat mai mare rigidizare a planseului in planul lui; in acest sens se recomanda:

- utilizarea planseelor din beton armat turnate monolit, sau din panouri mari prefabricate in zonele de grad seismic 8 si 9

- intarirea locala a planseului in dreptul golurilor mai importante din planul

lui, a iesindurilor si mai ales a intrandurilor de pe contur b). se va asigura o cat mai buna conlucrare a planseului cu zidurile prin:

- prevederea de centuri continue din beton armat monolit pe toate zidurile portante cu rol de rigidizare; armaturile din centuri se vor petrece la colturile cladirii

- legarea centurilor cu planseul si acolo unde acestia exista, cu stalpii din

beton armat din ziduri

La elementele din zidarie care dau impingeri ( bolti, arce, cupole ), impingerile vor fi preluate prin elemente cu deformatii reduse: tiranti, inele de intindere.


29

1.5. NORMATIV PENTRU PROIECTAREA ANTISEISMICA A CON -

STRUCTIILOR DE LOCUINTE, SOCIAL - CULTURALE, AGROZOO - TEHNICE SI INDUSTRIALE – Indicativ P 100 / 81

1.5.1. GENERALITATI Prezentul normativ cuprinde prescriptii de proiectare pentru realizarea protectiei antiseismice a constructiilor de locuinte, social - culturale, agrozootehnice si industriale. Protectia antiseismica se realizeaza prin:

- evitarea fundarii pe terenuri nefavorabile din punct de vedere seismic sau consolidarea acestora

- alcatuirea de ansamblu a constructiilor astfel incat sa se obtina o com –

portare cat mai buna a acestora sub actiunea cutremurelor

- asigurarea conditiilor de rezistenta si stabilitate a constructiilor la actiunea incarcarilor seismice conventionale, in conformitate cu prevederile prezentului normativ

- aplicarea prevederilor de alcatuire constructiva antiseismica a elementelor

de constructii si a legaturilor dintre acestea 1.5.2. RELATII GENERALE PENTRU DETERMINAREA INCARCARILOR

SEIMICE ORIZONTALE PENTRU STRUCTURA DE REZISTENTA Incarcarile seismice orizontale care actioneaza asupra constructiei se determina pentru fiecare mod propriu de vibratie. Incarcarile care actioneaza la nivelul “ k ” pe directia gradului de libertate corespunzator modului de vibratie “ r ”, se determina cu ajutorul relatiei: Skr = ckr Gk

ckr = ks βr Ψ ηkr

ckr - coeficient seismic de nivel corespunzator nivelului “ k ” si modului de vi – bratie “ r ” ks - coeficient de intensitate seismica corespunzator gradului de protectie anti – seismica a constructiei


30

βr - coeficient dinamic corespunzator modului propriu de vibratie “ r ” al con – structiei Ψ - coeficient de reducere a efectelor incarcarilor seismice, tinand seama de ductilitatea structurii, de capacitatea de redistribuire a eforturilor, de ponderea cu care intervin rezervele de rezistenta neconsiderate in calcul rezultate din conlucrarea structurii cu elementele nestructurale si de efectul amortizarii vi - bratiilor ηkr - coeficient de distributie a fortelor seismice, corespunzatoare nivelului “ k ” si modului de vibratie “ r ” Gk - rezultanta incarcarilor gravitationale ale nivelului “ k ” Coeficientul “ks” reprezinta raportul intre acceleratia maxima a miscarii seismice a terenului corespunzatoare gradului de protectie antiseismica al constructiei si acceleratia gravitatiei. Gradul de protectie antiseismica al constructiei

6

6 ½

7

7 ½

8

8 ½

9

ks

0,07

0,09

0,12

0,16

0,20

0,26

0,32

Coeficientul dinamic “ βr ” se determina, in functie de perioada proprie de vibratie a structurii “ Tr ” ( pentru modul propriu de vibratie considerat ) si de natura terenului de fundare, dupa cum urmeaza: a). pentru terenuri de fundare cu rigiditate normala: βr = 3 / Tr , respectandu-se conditiile: 0,75 ≤ βr ≤ 2,0 ( 1. ) Tr – se exprima in secunde b). pentru terenuri de fundare rigide: terenuri stancoase, straturi formate din depozite stabilizate de nisipuri, pietrisuri sau argile de consistenta mare, valorile coeficientului “ βr ” se reduce cu 20%, respectandu-se conditia ( 1. )


31

c). pentru terenuri de fundare cu rigiditate redusa: straturi formate din argile de consistenta redusa ( indice de consistenta Ir < 0,5 ) cu sau fara intercalatii de nisip sau alte formatiuni necoezive, nisipuri in stare afanata (grad de indesare D < 0,33 ) sau loessuri cu umiditate ridicata ( w > 20% ) precum si in cazul terenurilor cu nivelul de apa ridicat ( adancime < 5 m ) valorile coeficientului “ βr ”, se majoreaza cu 30%, dar astfel incat βr ≤ 2,5. Valorile coeficientului de reducere “ Ψ ”: Nr.

Tipul de constructie si sistemul constructiv

Ψ

1.

Cladiri cu structura rigida ( pereti portanti de zidarie sau dia - fragme din beton armat monolit sau prefabricat ) sau semiri - rigida ( diafragme conlucrand cu cadre din beton armat ): - pana la parter + 4 etaje ( ≤ 5 niveluri ) sau cu inaltime to - tala pana la 15 m. …………………………………… - peste parter si 4 etaje ( > 5 niveluri ) sau cu inaltime totala peste 15 m. …………………………………………..

0,30 0,25

Coeficientul “ηkr” se determina cu relatia: n n ηkr = ukr ( ∑ Gk ukr / ∑ Gk u2kr ) k=1 k=1

unde:

ukr - componenta deplasarii dupa gradul de libertate la nivelul “ k ” al formei proprii corespunzatoare modului de vibratie “ r ”


32

1.5.3. DETERMINAREA INCARCARILOR SEISMICE ORIZONTALE

PENTRU STRUCTURILE DE REZISTENTA ALE CLADIRILOR DE TIPURI CURENTE

Prevederile se refera la constructiile de tipuri curente, a caror perioada fundamentala de vibratie proprie este de cel mult egala cu 1,5 sec si anume: cladiri etajate de locuit si social - culturale avand pana la 9 niveluri si inaltimea maxima supraterana de 30 m, hale industriale si zootehnice cu un singur nivel si cladiri industriale etajate avand pana la 6 niveluri si inaltime maxima supraterana de 25 m. Rezultanta “ S ” a incarcarilor seismice orizontale se determina considerand modul fundamental de vibratie cu ajutorul expresiei: S = c G c = ks β ψ ε - coeficientul seismic global al fortei taietoare de baza

β si ε - coeficienti care corespund modului fundamental de vibratie Se admite determinarea simplificata a incarcarilor seismice orizontale direct pe baza valorilor coeficientilor seismici globali “ c ”. Nr.

Tipul de constructie si sistemul constructiv.

β

ε

ψ

c = β ψ ε ks

1.

Cladiri cu structura rigida ( pereti portanti din zidarie sau diafragme din beton armat monolit sau pre - fabricate ) sau semirigida ( diafrag - me conlucrand cu cadre ) cu o dis - pozitie ordonata a structurii pe ver - ticala:

- pana la parter + 4 etaje si cu inal - time supraterana pana la 15 m …... - cu parter + (5 ÷ 8 etaje) si cu inal - timea supraterana de 15 ÷ 30 m …

2 2

0,75 0,75

0,30 0,25

0,45 ks 0,38 ks


33

Valorile coeficientului “ c ” cuprinse in tabelul de mai sus sunt date pentru constructiile fundate pe terenuri obisnuite. Distributia pe inaltimea constructiei a rezultantei “ S ” a incarcarilor orizontale seismice corespunzatoare modului fundamental de vibratie in planul considerat se face cu relatia: n n Sk = S ( Gk uk / ∑ Gk uk ) = S ( Gk hk / ∑ Gk hk ) 1 1

Sk - incarcarea orizontala seismica la nivelul “ k ”


34

1.6. NORMATIV PENTRU PROIECTAREA ANTISEISMICA A CON -STRUCTIILOR DE LOCUINTE, SOCIAL – CULTURALE, AGRO -ZOOTEHNICE SI INDUSTRIALE – Indicativ P 100 / 92

1.6.1. GENERALITATI Prezentul normativ stabileste prevederi de proiectare antiseismica pentru constructii de locuinte, social – culturale, agrozootehnice si industriale. Capitolele 1 … 10 se refera la proiectarea constructiilor noi, iar in capitolele 11 si 12 se prezinta principii pentru evaluarea nivelului de protectie antiseismica al constructiilor existente si pentru stabilirea eventualelor masuri de interventie. Prezentele prescriptii au caracter minimal si nu sunt limitative. Prin protectia antiseismica se urmareste limitarea degradarilor, a avariilor, precum si evitarea prabusirilor elementelor structurale, ale celor nestructurale, ale echipamentelor si instalatiilor. Protectia antiseismica a constructiilor se relizeaza prin:

- alegerea unor amplasamente favoirabile din punct de vedere al comportarii la actiunea seismica si evitarea fundarii pe terenuri nefavorabile.

- alcatuirea de ansamblu a constructiei astfel incat sa se obtina o

comportare favorabila a acesteia sub actiunea cutremurelor si posibilitatea modelarii ei clare pentru calcul.

- asigurarea structurii de rezistenta a constructiei cu proprietatile necesare

de rezistenta, stabilitate, rigiditate si ductilitate, conform prevederilor prezentului normativ.

- introducerea in opera a unor materiale de calitatea celor prevazute in

proiect, calitate atestata conform prevederilor legale.

- aplicarea unor tehnologii de executie corespunzatoare.

- respectarea pe santier a detaliilor de alcatuire prevazute in proiect.


35

1.6.2 RELATII DE CALCUL PENTRU DETERMINAREA INCARCARILOR

SEISMICE ORIZONTALE PENTRU CALCULUL STRUCTURILOR DE REZISTENTA

Relatiile date in continuare servesc la stabilirea incarcarilor statice echivalente utilizate in calculele ingineresti obligatorii in cadrul metodei curente de proiectare. Aceste incarcari considera implicit si simplificat influentele fenomenelor de comportare si de deformare postelastica. Incarcarile seismice orizontale care actioneaza asupra constructiei se determina pentru fiecare mod propriu de vibratie: Sr = cr G

cr = α ks βr Ψ εr cr - coeficient seismic global corespunzator modului de vibratie “ r ”

G - rezultanta incarcarilor gravitationale pentru intreaga structura

α - coeficient de importanta al constructiei, functie de clasele de importanta

- valorile coeficientului “ α “ I

II

III

IV

1,4

1,2

1,0

0,8

ks - coeficient functie de zona de calcul a amplasamentului

- valorile coeficientului “ ks “ Zona seismica de calcul

ks

A 0,32

B 0,25

C 0,20

D 0,16

E 0,12

F 0,08


36

βr - coeficient de amplificare dinamica in modul “ r ” de vibratie, functie de com - pozitia spectrala a miscarii seismice la amplasament Ψ - coeficient de reducere a efectelor actiunii seismice tinand seama de duc – tilitatea structurii, de capacitatea de redistributie a eforturilor, de ponderea cu care intervin rezervele de rezistenta neconsiderate in calcul, precum si de efectele de amortizare a vibratiilor, altele decat cele asociate structurii de rezistenta

- valorile coeficientului “ Ψ “ Tipul structurii

Ψ

Structuri din zidarie:

- structuri cu pereti structurali din zidarie cu centuri si stalpisori din beton armat ..…………………………… - structuri cu pereti structurali din zidarie simpla ……

0,25 0,30

εr - coeficient de echivalenta intre sistemul real si un sistem cu un grad de liber - tate corespunzator modului propriu “ r ” Coeficientul “ εr ” se determina cu relatia: n n εr = ( ∑ Gk ukr )2 / G∑ Gk u2kr k=1 k=1

ukr – componenta dupa gradul de libertate “ k ” a vectorului propriu de ordinal “ r ” Gk – rezultanta incarcarilor gravitationale ale nivelului “ k ” n

( G = ∑ Gk ) k=1


37

Coeficientul de amplificare “ βr ” βr = 2,5 pentru Tr ≤ Tc βr = 2,5 – ( Tr – Tc ) ≥ 1 pentru Tr > Tc

0.6

0.7 1.00

2.5

1.50 2.2 2.50 3.0

Tc=1,0 sec.Tc=0,7 sec.

Tc=1,5 sec.

b r

Tr ( sec. )

b r,min = 1


Fig. 1. 3


38

1.7. COD DE PROIECTARE SEISMICA – PARTEA 1 / PREVEDERI DE PROIECTARE PENTRU CLADIRI – Indicativ P 100 – 1 / 2006 1.7.1. GENERALITATI Aplicarea prevederilor Codului P 100 – 1 / 2006 urmareste, ca in cazul unor evenimente seismice, sa asigure performante suficient de inalte ale constructiilor pentru:

- evitarea pierderilor de vieti omenesti sau a ranirii oamenilor – structura de rezistenta a cladirii respective va fi proiectata astfel incat sa preia actiunile seismice de proiectare stabilite prin prezentul cod de proiectare

- mentinerea, fara intrerupere, a activitatilor si a serviciilor esentiale pentru

desfasurarea continua a vietii sociale si economice, in timpul cutremurului si dupa cutremur

- evitarea producerii de explozii sau a degajarii unor substante periculoase - limitarea pagubelor materiale ( structura de rezistenta a cladirii respective

va fi proiectata astfel incat sa preia actiunile seismice cu o probabilitate mai mare de aparitie decat actiunea seismica de proiectare, fara degradari sau scoateri din uz ale caror costuri sa fie exagerat de mari in raport cu costul de executie al structurii )

Constructiile cu risc inalt pentru populatie, cum sunt centralele nucleare si barajele de mari dimensiuni, nu intra in domeniul de aplicare a Codului P 100 – 1 / 2006. Constructiile care constitue sau adapostesc valori istorice, culturale sau artistice de mare valoare se proiecteaza pe baza unui cod specific. CALCULUL SEISMIC AL CONSTRUCTIILOR CU PERETI STRUCTU -RALI DE ZIDARIE Definirea actiunii seismice Riscul seismic din punct de vedere al proiectarii este descris de valoarea de varf a acceleratiei orizontale a terenului “ ag “ , determinata pentru intervalul mediu de recurenta de referinta ( I. M. R. ) corespunzator starii limita ultime, valoare denumita in continuare “ acceleratia terenului pentru proiectare “.


39

Teritoriul Romaniei din punct de vedere al valorii ag ( acceleratia terenului pentru proiectare ) este impartit pentru evenimente seismice avand intervalul mediu de recurenta ( al magnitudinii ) I. M. R. = 100 ani conform figurii 3. 1 din Cod P 100 – 1 / 2006, si se foloseste pentru proiectarea structurilor de rezistenta ale cladirilor la starea limita ultima. Valorile coeficientului “ag” Zona seismica de calcul

ag

A 0,32 g

B 0,28 g

C 0,24 g

D 0,20 g

E 0,16 g

F 0,12 g

G 0,08 g

Miscarea seismica intr-un punct pe suprafata terenului este descrisa prin spectrul de raspuns elastic pentru acceleratii absolute. Spectrele normalizate de raspuns elastic pentru acceleratii ce se obtin din spectrele de raspuns elastic pentru acceleratii prin impartirea ordonatelor spectrale cu valoarea de varf a acceleratiei terenului ag . Formele normalizate ale spectrelor de raspuns elastic pentru componentele ori – zontale ale acceleratiei terenului β ( T ) pentru fractiunea din amortizarea critica ξ = 0,05 si in functie de perioadele de colt ( control ) TB , TC si TD sunt: 0 < T < TB β ( T ) = 1 + [ ( β0 – 1 ) / TB ] T

TB < T ≤ TC β ( T ) = β0

TC < T ≤ TD β ( T ) = β0 ( TC / T )

T > TD β ( T ) = β0 ( TC TD / T2 ) unde:

β ( T ) – spectrul normalizat de raspuns elastic

β0 – factorul de amplificare dinamica maxima a acceleratiei orizontale a terenului de catre structura

T – perioada de vibratie a unei structuri cu un grad de libertate dinamica si cu raspuns elastic


40

Interval mediu de recurenta a magnitudinii cutremurului

Valorile perioadelor de colt ( control )

I. M. R. = 100 ani

pentru starea limita ultima

TB , s 0,07 0,10 0,16

TC , s 0,7 1,0 1,6

TD , s 3 3 2

3,5

1,5

1

0,5

0

2

2,5

3z = 0,05b 0 = 2,75

b

Tc = 0,7 s

TB = 0,07 TD = 3

Perioada T, s

1,925 / T 2

5,775 / T

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

2,5

3,5

3

2

1,5

1

0,5

0

z = 0,05b 0 = 2,75

b

TD = 3Tc = 1,0 s

TB = 0,1

Perioada T, s

2,75 / T

2

8,25 / T

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4


41

0

1

0,5

1,5

2

2,5

3

3,5z = 0,05b 0 = 2,75

TB = 0,16

TC = 1,6 s

TD = 2

4,4/T

2

8,8/T

Perioada T, s

b

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Fig. 7. 1

Spectre normalizate de raspuns elastic pentru acceleratii pentru componentele orizontale ale miscarii terenului, in zonele caracterizate prin perioadele de colt ( control ): TC = 0,7 s ; TC = 1,0 s ; TC = 1,6 s

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

TB = 0,07

TC = 0,7 s

TD = 3

2,1/T

2

6,3/T

b 0 = 3

b

z = 0,05

Perioada T, s

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Fig. 7. 2

Surse crustale in Banat: Spectre normalizate de raspuns elastic pentru acceleratii pentru componentele orizontale ale miscarii terenului pentru zonele in care hazardul seismic este caracterizat de: ag = 0,20g ; ag = 0,16g Spectrul de raspuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleratiei terenului in amplasament Se ( T ) in m / sec2 , este definit astfel: Se ( T ) = ag β ( T )


42

Spectrul de raspuns elastic pentru deplasari al componentelor orizontale ale miscarii terenului SDe ( T ) in m, se obtine prin transformarea directa a spectrelor de raspuns elastic pentru acceleratie Se ( T ) utilizand urmatoarea relatie: SDe = Se ( T ) [ T / 2 π ]2 Componenta verticala a actiunii seismice este reprezentata prin spectrul de raspuns elastic pentru acceleratii pentru compomenta verticala a miscarii terenului. Formele normalizate ale spectrelor de raspuns elastic pentru componenta verticala βν ( T ) , pentru fractiunea din amortizarea critica ξ = 0,05 si in functie de perioadele de colt ( control ) pentru spectrul componentei verticale TBν , TCν , TDν sunt descrise de relatiile urmatoare: 0 ≤ T ≤ TBν βν ( T ) = 1 + [ (βOν – 1 ) / TBν ] / T

TBν < T ≤ TCν βν ( T ) = βOν

TCν < T < TDν βν ( T ) = βOν ( TCν / T )

T > TDν βν ( T ) = βOν ( TCν TDν / T2 )

unde:

βOν = 3,0 – factorul de amplificare dinamica maxima a acceleratiei verticale a mis – carii terenului de catre structura avand fractiunea din amortizarea cri – tica ξ = 0,05 Perioadele de colt ( control ) ale spectrelor de raspuns normalizate pentru componenta verticala a miscarii seismice se considera simplificat astfel: TBν = 0,10 TCν

TCν = 0,45 TC

TDν = TD Spectrul de raspuns elastic pentru componenta verticala a miscarii terenului in amplasament Sνe este definit astfel: Sνe = aνg βν ( T ) Valoarea de varf a acceleratiei pentru componenta verticala a miscarii terenului aνg se evalueaza ca fiind: aνg = 0,7 ag Spectrul de proiectare pentru acceleratii Sd ( T ) in m / sec2 , este un spectru de raspuns inelastic care se obtine cu relatiile: 0 < T < TB Sd ( T ) = ag { 1 + [ ( β0 / q – 1 ) / TB ] T }

T > TB Sd ( T ) = ag [ β ( T ) / q ]


43

q – factorul de comportare al structurii ( factorul de modificare a raspunsului elastic in raspuns inelastic ), cu valori in functie de tipul structurii si capacitatea aces – teia de disipare a energiei Valoarea factorului de comportare “ q “ pentru diferite tipuri de materiale si de sisteme structurale sunt indicate in prezentul cod. Spectrul de proiectare pentru componenta verticala a miscarii seismice se obtine in mod asemanator. Valoarea factorului de comportare in acest caz se considera simplificat 1,5 pentru toate materialele si sistemele structurale, cu exceptia cazurilor in care valori mai mari pot fi justificate prin analize speciale. Modelul de calcul structural trebuie sa prezinte in mod adecvat proprietatile de rigiditate ale intregului sistem structural. Rigiditatea elementelor structurale trebuie sa fie evaluata luand in considerare atat deformabilitatea prin incovoiere cat si cea din forfecare si, daca este cazul, deformabilitatea axiala. Pentru calcule se poate folosi rigiditatea elastica a zidariei nefisurate. Factorul de comportare “ q “ pentru cladirile cu structura de rezistenta din zidarie, se stabileste in functie de tipul zidariei, de clasa de regularitate a constructiei si de factorul de suprarezistenta al structurii “ αu / α1 “ , care se vor lua din tabelul 8. 4, Cod P 100 – 1 / 2006. Factorul de suprarezistenta este definit prin relatia: αu / α1 , in care: αu – reprezinta 90 % din forta seismica orizontala pentru care, daca efectele celorlalte actiuni raman constante, structura atinge valoarea maxima a fortei laterale capabile α1 – reprezinta forta seismica orizontala pentru care, daca efectele celorlalte actiuni raman constante, primul element structural atinge rezistenta ul – tima ( la incovoiere cu forta axiala sau la forfecare ) Pentru cladirile cu nniv ≥ 2 , valorile αu / α1 se vor lua dupa cum urmeaza:

- zidarie cu elemente din grupele 1 si 2 :

- cladiri cu structura din zidarie nearmata: αu / α1 = 1,10

- cladiri cu structura din zidarie armata: αu / α1 = 1,25 - zidarie cu elemente din grupa 2s :

- cladiri cu structura din zidarie nearmata si armata: αu / α1 = 1,00


44

1.7.2. REZISTENTA DE PROIECTARE A PERETILOR STRUCTURALI LA FORTA TAIETOARE

Ipoteze de calcul Eforturile unitare tangentiale date de forta taietoare de proiectare stabilita, se considera uniform distribuita pe:

- toata lungimea peretelui, in cazul zidariei nearmate.

- lungimea zonei comprimate in cazul zidariei confinate si al zidariei cu inima armata.

In cazul peretilor in forma de I, T, L rezistenta de proiectare la forta taietoare a peretelui este egala cu rezistenta de proiectare la forta taietoare a inimii. Pereti din zidarie nearmata Rezistenta de proiectare la forta taietoare a peretilor de zidarie nearmata “ VRd “, se va calcula conform: VRd = fvd t lw ( 1. )

unde:

fvd – rezistenta de proiectare la forfecare a zidariei, corespunzatoare efortului unitar de compresiune “ σd “, determinat considerand ca incarcarea verticala este uniform distribuita pe lungimea peretelui

t – grosimea peretelui

lw – lungimea peretelui Armatura constructiva dispusa in centurile planseelor nu va fi luata in considerare pentru calculul rezistentei la forta taietoare.

Pereti din zidarie confinata Rezistenta de proiectare la forta taietoare a peretilor de zidarie confinata “ VRd “, se obtine prin insumarea rezistentei de proiectare la forfecare a panoului de zidarie “ VRdl “ si a rezistentei de proiectare la forfecare datorata armaturii din stalpisorul comprimat “ VRd2 “: VRd = VRdl + VRd2

Rezistenta de proiectare la forfecare a panoului de zidarie se va calcula cu formula:

VRdl = fvd t lc


45

unde:

fvd – rezistenta unitara de proiectare la proiectare a zidariei, corespunzatoare efor – tului unitar de compresiune “ σd “ , determinat considerand ca intreaga incar – care verticala este preluata de zona comprimata a peretelui

t – grosimea peretelui

lc – lungimea zonei comprimate a peretelui Pentru parter, rezistenta de proiectare la forfecare a panoului de zidarie se va lua egala cu 0,30 din valoarea data de relatia ( 1. ). Rezistenta de proiectare la forfecare a armaturii verticale din stalpisorul comprimat se va calcula cu formula: Vrd2 = 0,2 Aasc fyd Aasc si fyd sunt aria si rezistenta de proiectare a armaturii din stalpisorul comprimat O parte, ≤ 50 %, din armatura din centura superioara a planseului poate fi considerate ca armatura in rosturile orizontale. Pereti din zidarie confinata si armata in rosturile orizontale Rezistenta de proiectare la forta taietoare a peretilor de zidarie confinata si armata in rosturile orizontale se calculeaza prin insumarea rezistentei la forfecare a zidariei confinate ( VRdl + VRd2 – formula 1. ) si a rezistentei de proiectare la forfecare a armaturilor din rosturile orizontale: VRd = VRd1 + VRd2 + VRd3 Rezistenta de proiectare la forfecare a armaturilor din rosturile orizontale se calculeaza cu formula: Vrd3 = 0,8 L ( Asw / S ) fyd

unde:

L – lungimea peretelui

Asw – aria armaturii din rosturile orizontale ( pentru preluarea fortei orizontale)

S – distanta intre armaturile pentru preluarea fortei taietoare – Asw

Fyd – rezistenta de proiectare a armaturii O parte, ≤ 50 %, din armatura din centura planseului poate fi adaugata armaturii din rosturile orizontale “ Asw “.


46

Pereti din zidarie cu inima armata Rezistenta de proiectare la forta taietoare a peretilor din zidarie cu inima armata se determina prin insumarea rezistentelor de proiectare la forta taietoare ale celor trei materiale componente: VRd = VRdz + VRdb + VRda ( 2. ) VRdz – rezistenta de proiectare la forta taietoare a zidariei

VRdb – rezistenta de proiectare la forta taietoare a stratului de beton sau mortar – beton

VRda – rezistenta de proiectare la forta taietoare a armaturilor orizontale Lungimea zonei comprimate a peretelui din zidarie cu inima armata si valoarea efortului unitar de compresiune in perete se determina pe baza ipotezelor prezentului Cod de Proiectare. Rezistenta de proiectare la forta taietoare a zidariei “ VRdz “ se determina cu relatia: VRdz = fvd lc bz

unde:

fvd – rezistenta de proiectare a zidariei

lc – lungimea zonei comprimate

bz – lungimea totala a celor doua straturi de caramida Pentru parter, rezistenta de proiectare la forta taietoare a panoului din zidarie de caramida se va lua egala cu 0,30 din valoarea data de relatia ( 2. ). Rezistentele de proiectare la forta taietoare ale stratului de beton “ VRdb “ si ale armaturilor orizontale se determina conform Ghidului de Proiectare P 85 – 2004. 1.7.3. CALCULUL DEFORMATIILOR SI DEPLASARILOR LATERALE IN PLANUL PERETELUI

Conditii generale Pentru calculul deformatiilor si deplasarilor laterale ale peretilor din zidarie de caramida sub efectul fortelor care sunt implicate in planul lor se va tine seama de deformatiile specifice de incovoiere si de forfecare.


47

Relatia “ efort unitar – deformatie specifica “ pentru zidaria din caramida se va lua conform Codului de Proiectare a Structurilor din Zidarie CR 6 – 2006. Pentru calculul deformatiilor laterale ale peretilor din zidarie de caramida sub actiunea fortelor seismice se va folosi modulul de elasticitate secant de scurta durata: Ez = 1000 fk fk – este rezistenta caracteristica la compresiune a zidariei din caramida Modulul de elesticitate transversal se va lua: Gz = 0,25 Ez Deformatiile laterale ale peretilor din zidarie confinata si zidarie cu inima armata Deformatiile laterale ale peretilor din zidarie confinata si din zidarie cu inima armata se vor calcula folosind dimensiunile sectiunii transversale a zidariei si betonului. Valoarea modulului de elasticitate pentru zidaria confinata si zidaria cu inima armata este data de relatia: Ezc = ( Ez Iz + Eb Ib ) / ( Iz + Ib )

unde:

Ez , Eb – modulii de elasticitate ai zidariei si betonului Iz , Ib – momentele de inertie ale sectiunii de zidarie si respectiv de beton, calcu – late in raport cu axele principale de inertie ale peretelui In lipsa unor date mai exacte, modulul de deformatie transversala pentru pereti de zidarie confinata si din zidarie cu inima armata se va lua: Gzc = 0,25 Ezc


48

CAPITOLUL IICAPITOLUL IICAPITOLUL IICAPITOLUL II

CLADIRI CU STRUCTURA DE REZISTENTA

DIN ZIDARIE


49

2.1. GENERALITATI Cladirile sunt destinate pentru a crea conditii optime in vederea adapostirii , desfasurarii activitatii si vietii, tinand sema de conditiile naturale ( teren, clima etc. ) impuse de mediul inconjurator in mijlocul caruia se amplaseaza. Factorii principali care determina conceptia, alcatuirea si modul de executie ale constructiilor sunt in general urmatorii: Omul – care necesita anumite conditii fiziologico – igienice de temperatura, umiditate, lumina etc. , in vederea asigurarii celor mai bune conditii de munca, odihna si sanatate. Activitatea umana – pentru care este destinata cladirea si care determina cerintele functionale sau procesul functional, adica modul de distribuire ( forme, dimensiuni ) si de legatura pe orizontala si verticala a spatiilor si volumelor cladirilor. Natura – care exercita asupra cladirilor actiuni mecanice, fizice, chimice si biologice, variabile in functie de amplasament ( relief, seismicitate, clima, fauna etc. ). 2.1.1. MODURI DE ALCATUIRE AL ELEMENTELOR STRUCTURALE Cladirile din zidarie sunt acele cladiri care au structura de rezistenta din zidarie de caramida simpla, armata sau mixta. Majoritatea constructiilor cu structura de rezistenta din zidarie de caramida sunt cladiri administrative sau de locuit, cu un numar redus de niveluri. Aceste cladiri au structura de rezistenta alcatuita din pereti structurali din zidarie de caramida ( elemente structurale verticale ) si plansee din lemn, metal, elemente din beton armat prefabricat sau plansee monolite ( elemente structurale orizontale ). Alte tipuri de constructii din zidarie sunt cele cu structura de rezistenta speciala, respectiv: cosuri de fum, castele de apa. Cladirile de locuit sau administrative din zidarie de caramida pot avea diferite tipuri de structuri: - structuri tip fagure: sunt cele cu pereti portanti transversali si longitudinali, care au si rol de contravantuire. Peretii transversali au o dispunere in plan destul de deasa, la 3.00 ÷ 5.00 m distanta. Grosimea minima a peretilor portanti este de 25 cm. Regimul de inaltime pentru aceste constructii este pana la P + 4E. Constructiile cu structura de rezistenta din zidarie de caramida realizate dupa 1940, prezinta la colturi si intersectii de ziduri stalpisori din beton armat.


50

A < 25 mp-

Vedere in Plan

Sectiune

Structura cu pereti desi ( tip fagure )max. 5 m

hmax = 3 m

Fig. 2. 1

- structuri tip celular: sunt cele cu un numar minim de pereti portanti transversali si longitudinali, care au si rol de contravantuire. Peretii transversali sunt dispusi in plan la circa 8,00 ÷ 14,00 m. Grosimea minima a peretilor portanti este de 25 cm. Peretii portanti alterneaza cu stalpisori sau pilastrii din zidarie sau beton. Regimul de inaltime este mai redus, de pana la P + 3E.

A < 75 mp-

Vedere in Plan Sectiune

Structura cu pereti rari ( tip celular )

6 ... 9 m

h > 3 m

Fig. 2. 2


51

- structuri tip sala: sunt de regula alcatuite dintr-o singura incapere. Distanta dintre peretii portanti este cuprinsa intre 9,00 ÷ 18,00 m, regimul de inaltime depasind curent 4,00 m.

Vedere in Plan

Sectiune

Structuri tip sala

9 ... 18 m

H > 4 m

Fig. 2. 3 Peretii din zidarie au rolul de elemente structurale verticale in alcatuirea unei constructii. Peretii din zidarie preiau pe langa fortele gravitationale si fortele orizontale, provenite in principal din seism si vant, avand un efect similar celui de contravantuire. Pentru proiectarea cladirilor cu pereti structurali din zidarie la actiuni seismice, se vor respecta conditiile limita stabilite in Codul P 100 – 1 / 2006 in functie de:

- numarul de niveluri ( nniv ) - regularitatea structurala a cladirii

- grupa elementelor pentru zidarie

- acceleratia seismica de proiectare la amplasament ( ag )

- posibilitatile tehnologice de executie

Peretii din zidarie nearmata au capacitate scazuta de a disipa energia seismica ( energie produsa in cazul declansarii unui cutremur ), datorita rezistentei mici la intindere si la forfecare si a ductilitatii reduse, de aceea se recomanda ca utilizarea acestor tipuri de structuri sa fie evitata.


52

Structurile din zidarie nearmata alcatuite din elemente ceramice din grupele 1, 2 si 2s, pot fi folosite conform conditiilor stabilite in Codul P 100 – 1 / 2006, privind acceleratia seismica de proiectare la amplasament ( ag ), numarul de niveluri ( nniv ) si densitatea minima constructiva a peretilor structurali ( p % ) pe directii, numai in cazul ca sunt indeplinite toate conditiile de mai jos:

- cladirea se incadreaza in categoria “ cladiri cu regularitate in plan si in elevatie “, pozitia 1, tabelul 5. 1 din Codul CR 6 – 2006

- cladirea se incadreaza in clasele de importanta III sau IV conform Codului

P 100 – 1 / 2006

- sistemul de asezare a peretilor este de tip fagure ( pereti desi )

- inaltimea nivelului: hetaj ≤ 3,00 m - cladirea trebuie sa respecte cerintele de alcatuire a peretilor din zidarie de

caramida si a planseelor din beton armat din Codul CR 6 – 2006

- materialele folosite sa respecte prevederile din Codul CR 6 – 2006 , cap. 3 si Codul P 100 – 1 / 2006

Peretii din zidarie armata se prevad in cazul solicitarilor mari ( solicitari la socuri si vibratii ) in conditiile de calcul, de dimensionare si de alcatuire constructiva precizate in Codul CR 6 – 2006, cu conditia limitarii numarului de niveluri ( nniv ) si a densitatii minime constructive a peretilor structurali pe fiecare directie ( p % ), in functie de acceleratia seismica de proiectare a amplasamentului ( ag ), conform Codului P 100 – 1 / 2006. Peretii din zidarie mixta sunt realizati din materiale diferite. Se intalnesc ca pereti cu termoizolatie ( zidarie de caramida si b.c.a. ), pereti cu placaje din piatra naturala sau pereti micsti beton – zidarie in subsolurile cladirilor. Pereti din blocuri din beton celular autoclavizat. Se folosesc blocurile tip GB 35 si GB 50. Blocurile au dimensiuni mai mari fata de caramizi ( L = 500 ÷ 600 mm; l = 200 ÷ 240 mm; h = 240 ÷ 290 mm ). Blocurile din b.c.a. sunt sensibile la umiditate ( se recomada pentru constructii cu umiditatea aerului sub 60 % ). Se foloseste mortarul de ciment – var M 25. Pereti din zidare dubli, care au un spatiu intre ei. Cei doi pereti sunt legati pentru stabilitate cu ancore metalice. Aerul inclus in spatiul dintre acestia asigura o izolatie termica eficienta.


53

Dispunerea in plan a peretilor structurali In alcatuirea cladirii, dispunerea in plan a peretilor se va face cat mai uniform in raport cu axele principale ale acesteia, pentru a evita efectele defavorabile in cazul seismelor si anume rotiri de ansamblu. Pentru asigurarea rezistentei si a rigiditatii la torsiune se recomanda ca peretii structurali cu rigiditate mare sa fie amplasati cat mai aproape de conturul cladirii. In cazul tronsoanelor dreptunghiulare, la care fatadele longitudinale au raportul “ ρ “ intre ariile in plan ale golurilor de usi si ferestre si ariile plinurilor de zidarie apropiat de valorile maxime stabilite prin Codul P 100 – 1 / 2006, se recomanda ca peretii structurali trans –versali de la capetele tronsoanelor sa fie cat mai putin slabiti prin goluri. Sumele ariilor nete de zidarie ale peretilor de pe cele doua directii principale ale cladirii sa fie aproximativ egale astfel incat sa fie indeplinita recomandarea din Codul CR 6 – 2006. In planul cladirii se va urmari, ca peretii cu forme complexe cu o singura axa de simetrie ( L, T ) sa aibe talpile amplasate simetric fata de axele principale ale cladirii. Dispunerea stalpisorilor si a centurilor din beton armat la zidaria inramata ( confinata ) In alcatuirea zidariei inramate, stalpisorii din beton armat vor fi amplasati in urmatoarele pozitii:

- la capetele libere ale fiecarui perete - la toate colturile exterioare si intrandurile de pe conturul constructiei

- de ambele parti ale oricarui gol cu suprafata ≥ 2,50 m2 ; golurile cu

dimensiuni mai mici vor fi marginite cu stalpisori daca necesitatea prevederilor acestora rezulta din calcule sau alte cerinte

- in lungul peretelui, astfel incat distanta intre axele stalpisorilor sa nu

depaseasca:

4,00 m in cazul structurilor cu pereti rari ( sistem celular )

5,00 m in cazul structurilor cu pereti desi ( sistem fagure ) - la intersectiile peretilor, daca cel mai apropiat stalpisor amplasat conform

regulilor de mai sus se afla la o distanta mai mare de 1,50 m


54

L2

L3

L1

L1

L1

L1

L2

L1

L1L1L1.25L1

L1

L2

L1

L2Stalpisori

beton armat

Zidarie

Zidarie

Pozitionarea stalpisorilor din beton armatla structuri cu pereti din zidarie inramata

L1 - lungimea zidului< 5.00 m la structuri cu pereti desi< 4.00 m la structuri cu pereti rari

L2 - gol cu aria > 2.5 mpL3 - gol cu aria < 2.5 mp

L1Nota:

Fig. 2. 4

Stalpisorii din beton armat vor fi executati pe toata inaltimea constructiei. Centurile din beton armat vor fi prevazute in urmatoarele conditii:

- la nivelul fiecarui planseu din beton armat monolit sau prefabricat

- intre plansee, la cladirile etajate cu pereti rari si la constructiile tip sala / hala, in conditiile stabilite de Codul P 100 – 1 / 2006, diferentiat in functie de ag – acceleratia seismica de proiectare la amplasament

Armarea longitudinala a stalpisorilor si centurilor din beton armat, se va stabili prin calcul, tinand seama de efectele incarcarilor verticale si ale fortelor seismice de proiectare si va respecta conditiile minime precizate in Codul CR 6 – 2006. Stalpisorii si centurile din beton armat din peretii perimetrali vor fi prevazuti la exterior cu protectie termica ( b.c.a. sau polistiren ) pentru evitarea formarii de punti termice. Goluri in peretii structurali din zidarie de caramida Dimensiunile golurilor pentru usi si ferestre si amplasarea acestora in peretii din zidarie se vor stabili avand in vedere satisfacerea urmatoarelor cerinte:

- arhitectura fatadelor

- functionalitate

- structurale


55

Cerintele structurale se refera la:

- evitarea reducerii exagerate a capacitatii de rezistenta si a rigiditatii unor pereti prin care se creeaza premisele unei comportari defavorabile la torsiunea de ansamblu in cazul seismelor

- obtinerea unor arii nete de zidarie aproximativ egale pe cele doua directii

principale ale cladirii

- satisfacerea cerintelor de rezistenta si ductilitate pentru plinurile verticale ( spaleti ) si orizontale ( grinzi de cuplare, buiandrugi ) dintre goluri

Raportul “ ρ “ intre ariile in plan ale golurilor de usi si ferestre si ariile plinurilor de zidarie, va fi limitat, conform prevederilor din Codul P 100 – 1 / 2006, in functie de:

- ag acceleratia seismica de proiectare la amplasament

- nniv numarul de niveluri

- pozitia peretelui in cladire

Dispunerea alternanta a golurilor de usi Fig. 2. 5 Lungimea minima ( lmin ) a spaletilor adiacenti golurilor de usi si de ferestre se limiteaza in functie de cea mai mare inaltime a golurilor adiacente ( hgol ) sau de grosimea peretelui, astfel: - zidarie nearmata: spaleti marginali la pereti de fatada si interiori:

lmin = 0,60 hgol ≥ 1,20 m


56

spaleti intermediari la pereti de fatada si interiori:

lmin = 0,50 hgol ≥ 1,00

- zidarie confinata: spaleti marginali la pereti de fatada si interiori:

lmin = 0,50 hgol ≥ 1,00 m

spaleti intermediari la pereti de fatada si interiori:

lmin = 0,40 hgol ≥ 0,80 m

- zidarie cu inima armata: lmin = 3 t ; t – grosimea totala a peretelui Grosimea peretilor structurali Grosimea peretilor structurali din zidarie se va stabili prin calcul, cu satisfacerea urmatoarelor cerinte: - siguranta structurala

- izolare termica

- izolare fonica

- protectie la foc Grosimea minima a peretilor structurali, indiferent de tipul elementelor din care este executata zidaria va fi de 24 cm. Din punct de vedere al sigurantei structurale, indiferent de rezultatele calculelor, raportul intre inaltimea etajului ( het ) si grosimea peretelui ( t ) trebuie sa satisfaca urmatoarele conditii minime: - zidarie nearmata: het / t ≤ 12

- zidarie confinata si zidarie cu inima armata: het / t ≤ 15 In cazul in care dimensiunile alese pentru grosimea peretilor nu satisfac cerintele de siguranta, se pot lua urmatoarele masuri: - schimbarea tipului sau alcatuirii zidariei

- se va mari grosimea peretilor

- se vor folosi materiale cu rezistente superioare Planseele au rolul de elemente structurale orizontale in alcatuirea unei constructii. Planseele trebuie sa asigure o buna legatura a peretilor in plan orizontal, cu efect de saiba rigida, si se recomanda a fi din beton armat monolit sau placi prefabricate din beton armat, monolitizate prin suprabetonare armata.


57

- plansee din beton armat monolit. Acestea sunt prevazute pe conturul peretilor portanti cu centuri din beton armat. Planseele la care raportul laturilor l1/ l2 > 2, sunt plansee armate pe o directie cu aportul de rezistenta pe directia scurta.Pentru constructii civile, grosimea minima este de 6 cm, pentru constructii industriale 8 cm, iar pentru planseele carosabile hp min. = 10 cm. Planseele la care raportul laturilor este l1 / l2 < 2, sunt plansee armate pe ambele directii. Planseele din beton armat monolit au un aport favorabil in comportarea constructiilor la solicitari seismice, prin efectul de saiba rigida.

- plansee alcatuite din panouri sau semipanouri prefabricate din beton

armat. Panourile sau semipanourile sunt monolitizate pe contur in cadrul centurilor din beton armat si al zonelor monolite. Peste aceste elemente se prevede o suprabetonare armata. Aceste plansee au efecte structurale de saibe antiseismice.

- plansee realizate din fasii prefabricate din beton armat, sau chesoane

din beton armat sau precomprimat. Peste aceste elemente se prevede o suprabetonare armata. Datorita faptului ca zonele monolite nu asigura o conlucrare completa intre fasii si nici o legatura completa pe conturul placii, efectul se saiba antiseismica la acest tip de planseu este limitat.

- plansee de tip vechi din bolti de caramida cilindrice sau parabolice

rezemate pe profile metalice sau pe conturul zidariei portante sau din lemn. Boltile pot fi cu simpla sau dubla curbura. Comportarea acestor tipuri de plansee la actiunile seismice este necorespunzatoare.

Rolul planseelor in alcatuirea structurilor cu pereti din zidarie portanta este de a realiza o saiba rigida in plan orizontal, tinand seama de urmatoarele:

- preluarea fortelor de inertie si transmiterea lor la elementele verticale ale structurii

- asigurarea conlucrarii elementelor verticale pentru preluarea fortelor

seismice orizontale

- posibilitatea de adoptare a unor modele de calcul structural simplificate, avand, dupa caz, numai unu sau trei grade de libertate pe fiecare nivel

Rigiditatea planseelor in plan orizontal depinde de:

- alcatuirea constructiva a planseului

- dimensiunile si pozitiile golurilor mari in plansee


58

Pozitionarea golurilor in plansee Pozitiile golurilor de dimensiuni mari in plansee vor fi alese astfel incat sa nu conduca la reducerea rigiditatii si a rezistentei planseelor.

b). pozitionarea defavorabila a golurilor mari in plansee

a). pozitionarea favorabila a golurilor mari in plansee

Fig. 2. 6 Sarpante Functiunea principala a acoperisului este de a proteja cladirea impotriva actiunii vantului, zapezii, ploii si a variatiilor de temperatura. In alcatuirea sarpantelor se va urmari adoptarea unei configuratii cu rigiditate spatiala suficienta, pentru asigurarea indeformabilitatii acestora pe toate directiile sub efectul actiunilor din zapada, vant si seism. Pentru incarcarile din zapada se va avea in vedere efectele incarcarilor nesimetrice care se pot produce ca urmare a aglomerarii zapezii pe anumite portiuni ale acoperisului. Stabilitatea generala si locala a sarpantei in ansamblu si a elementelor acesteia sub actiunea vantului vor fi verificate prin calcul pentru fortele stabilite prin Codul NP – 082 – 04 si prin masuri constructive.


59

Fundatii Infrastructura cuprinde in mod necesar fundatiile, care constituie partea principala a structurii de rezistenta a cladirii prin intermediul careia se realizeaza incastrarea constructiei in terenul bun de fundare si transmiterea eforturilor rezultate din ansamblul actiunilor exterioare la pamant. In vederea alegerii tipului de infrastructura ( fundatie ) trebuie sa se tina cont de :

- marimea fortelor verticale care trebuie transmise la terenul bun de fundare - zona seimica a amplasamentului - natura si proprietatile mecanice ale terenului de fundare, stabilite prin

studii geotehnice - nivelul panzei freatice

Infrastructura cladirilor din zidarie portanta poate fi constituita din urmatoarele elemente:

- cladiri fara subsol: fundatii, socluri si placa de beton care constitue suportul pardoselii de la parter

- cladiri cu subsol: fundatii, peretii subsolului, placa de beton care constitue

suportul pardoselii de subsol, planseul peste subsol

pietris ( balast )

hidroizolatie

umplutura

zid exterior

nivelul pardoselii

fundatie

soclu( min. 30 cm )

protectie soclu

trotuar


60

zid interior

soclu

fundatie

umplutura

nivelul pardoseliihidroizolatie

pietris ( balast )

planseu peste subsolhidroizolatie

zid exterior

perete subsol

fundatie pietris ( balast )

trotuar

hidroizolatieverticala

soclu( min. 30 cm )

Tipuri de fundatii ale cladirilor cu pereti din zidarie portanta

Fig. 2. 8 In proiectarea infrastructurii constructiilor din zidarie portanta se vor respecta principiile generale date in Codul NP 112 – 2004 si in Codul P 100 – 1 / 2006.


61

2.1.2. TIPUL SI NATURA ACTIUNILOR ASUPRA ELEMENTELOR DIN ZI – DARIE A. Actiuni mecanice: statice si dinamice In alcatuirea structurilor din zidarie ale constructiilor, principalele elemente structurale sunt peretii portanti. Acestia preiau atat incarcarile gravitationale provenite din greutatea proprie a elementelor constructive si din incarcarile utile, cat si incarcarile orizontale provenite din seisme, vant sau exploatari tehnologice ( poduri rulante ). Incarcarile mai sus mentionate au, dupa caz, caracter static sau dinamic. Peretii din zidarie portanta sunt calculati la incarcari gravitationale, respectiv la compresiune excentrica, in plan perpendicular pe planul lor. In calculul la compresiune excentrica, excentricitatile ce intervin in dimensionare ( perpendicular pe planul peretilor ) sunt:

- excentricitati din alcatuirea structurala: date de rezemarea planseelor sau din diferente de grosime ale peretilor sau de axare de la un nivel la altul

- excentricitati de executie: provenite din abateri de la axarea peretilor pe

niveluri, abateri de la verticalitatea peretilor si abatere datorita ne - omogenitatii sau dimensiunilor materialelor

Momentele incovoietoare rezultate din excentricitatile mentionate mai sus, variaza liniar pe inaltimea peretelui intre valoarea maxima la partea superioara a peretelui si 0, la partea inferioara a peretelui:

a

a/3

b

d2

F

F

H

FM

F=MH

Excentricitati provenite din alcatuirea structurii

Fig. 2. 9


62

Datorita incarcarilor verticale aplicate peste nivelul de calcul, intervine excentricitatea provenita din modul de alcatuire al structurii, care se determina cu relatia: ei0 = ( N1 d1 + ∑ N2 d2 ) / ( N1 + ∑ N2 ) N1 – incarcarea transmisa de peretele de la etajul superior

d1 – excentricitatea cu care este aplicata N1

N2 – incarcarile aduse de planseul / planseele care reazema direct pe perete

d2 – excentricitatile cu care sunt aplicate incarcarile N2 Excentricitatile accidentale intervin datorita imperfectiunilor de executie: a). excentricitatea accidentala a fortelor verticale ( ea ) poate fi cauzata de urmatoarele categorii de imperfectiuni de executie: - deplasarea relativa a planurilor mediane ale peretilor de la doua nivele adiacente - abaterile de la valoarea nominala a grosimii peretilor - abaterile de la pozitia verticala a peretelui - neomogenitatea materialelor b). in calcule, excentricitatea accidentala se va introduce cu cea mai mare dintre valorile: ea = ( t / 30 ) ≥ 1,0 cm

ea = ( het. / 300 ) ≥ 1,0 cm

unde:

t – gosimea peretelui

het. – inaltimea etajului Excentricitatea datorata momentelor incovoietoare produse de fortele orizontale perpendiculare pe planul peretelui: a). pentru determinarea excentricitatii de calcul, momentele incovoietoare Mhm(i) produse de fortele orizontale din vant sau seism pot fi calculate simplificat cu relatia: Mhi = Mhm = ( ph het2 ) / 12


63

unde: - pentru incarcarea orizontala din vant, “ ph “ este forta uniform distribuita, aferenta fasiei respective - pentru incarcarile orizontale din seism, “ ph “ este forta medie pe inaltimea etajului respectiv, calculata conform Codului P 100 – 1 / 2006 b). excentricitatea fortei verticale corespunzatoare momentelor Mhm(i) este data de relatia: ehm(i) = Mhm(i) / ( N1 + ∑ N2 ) N1 – incarcarea transmisa de peretele superior

∑ N2 – suma reactiunilor planseelor care reazema pe peretele care se verifica B. Actiuni chimice si/ sau fizice ale mediului ambiant Aceste actiuni nu influenteaza imediat starile de eforturi din elementele structurale. In timp, au ca efect degradarea in proportii diferite a caracteristicilor fizico – mecanice ale materialelor sau a sectiunii elementelor structurale. Ca urmare a acestor degradari, capacitatea de rezistenta a elementelor respective se diminueaza semnificativ. Degradari fizice: se intalnesc la elementele constructiilor expuse precipitatiilor, ca fiind poroase, ciclurilor repetate de inghet – dezghet in timpul iernii, suportand degradari mecanice ca urmare a maririi volumului apei inghetate. Degradari chimice: se intalnesc la elementele constructiilor situate in combinatele chimice sau a celor de pe malul marii, in urma actiunii distructive a agentilor chimici. Se mai intalnesc si degradari ale elementelor structurale ca urmare a unor solicitari speciale ale acestora cum sunt in cazul incendiilor, exploziilor sau in cazul constructiilor ce adapostesc depozite si fluxuri tehnologice cu uleiuri, combustibili, precum si cele provenite din mucegaiuri si alte bacterii. La consolidarea constructiilor este important: - sa se evalueze corect degradarile caracteristicilor fizico – mecanice ale ma –terialelor, diminuarea dimensiunilor geometrice ale elementelor - sa se prevada in proiectele de consolidare, respectiv de executie, masurile de protectie a structurilor, sa se evalueze corect perioada de timp in care acestea asigura protectia elementelor, iar beneficiarii imobilelor sa asigure refacerea periodica a acestor protectii


64

2.1.3. STARI LIMITA PENTRU CALCULUL ELEMENTELOR DIN ZIDARIE Proiectarea la stari limita se alica atat pentru elementele din zidarie, cat si pentru partile cladirii executate din alte materiale ( beton, otel, lemn – proiectarea pentru acestea facandu-se conform reglementarilor in vigoare ). Starea Limita Ultima ( S. L. U. ) si Starea Limita de Serviciu ( S. L. S. ) vor fi luate in considerare pentru toate componentele principale, inclusiv pentru elementele auxiliare ( buiandrugi, ancore, elemente de planseu etc. ). Cladirile din punct de vedere al sigurantei structurale vor fi verificate pentru toate situatiile de proiectare specifice, inclusiv cele corespunzatoare diferitelor etape ale procesului de executie. Actiuni – clasificarea si gruparea actiunilor pentru proiectarea cladirilor din zidarie de caramida se va face conform Codului CR 0 – 2005. a). incarcarile permanente vor fi evaluate conform STAS 10101 / 1 b). valorile normate ale incarcarilor utile ( de exploatare ) pentru constructiile civile, industriale si agrozootehnice, se vor evalua conform STAS 10101 / 2A1 – 87 ( inclusiv actiunea dinamica, variantele de incarcare si reducerea incarcarilor pe plansee ) c). peretii din zidarie nestructurali cu rolul de compartimentare vor fi verificati pentru cea mai defavorabila dintre urmatoarele incarcari:

• incarcare orizontala, liniara si uniform distribuita de 0,50 kN / m aplicata la o inaltime de 0,90 m de la cota pardoselii ( in spatiile in care este posibila aglomerare de persoane )

• greutatea unor obiecte de mobilier sau obiecte sanitare suspendate

( verificarea rezistentei si rigiditatii peretilor nestructurali se va face pentru incarcarile date in Agrementul European 003 / 1998 )

d). STAS 10101 / 2A1 – 87 – verificarea parapetilor de zidarie de la balcoane, logii sau dintre spatiile interioare denivelate si aticele teraselor circulabile la incarcari orizontale si verticale e). coeficientii pentru calculul valorilor permanente ( Ψ1 Q ) si a valorilor cvasiper- manente ( Ψ2 Q ), ale actiunilor variabile ( Q ) vor fi evaluate conform prevederilor din Codul CR 0 – 2005 f). Cod P 100 –1 / 2006 ; Normativ P 100 / 92 – prevederi pentru conditiile seismice ale amplasamentului


65

g). NP 084 – 04 – incarcari de proiectare din actiunea vantului h). CR 1 – 1 – 3 – 2005 – incarcari de proiectare din actiunea zapezii i). valorile de proiectare pentru deformatiile specifice din curgere lenta si contractie la elementele din beton armat care fac parte din cladirile de zidarie se vor evalua conform STAS 10107 / 0 – 90, anexa E j). valorile de proiectare pentru deformatiile de lunga durata ale zidariei se vor stabili conform Cod CR 6 – 2006 k). deformatile impuse de starile limita de serviciu ( S. L. S. ) vor avea valori estimate 2.1.4. MATERIALE Blocuri pentru zidarie

La executarea constructiilor se pot utiliza orice elemente de zidarie corespunzatoare normelor europene asimilate ( SR EN ): SR EN 771 – 1 : zidarie din blocuri ceramice

SR EN 771 – 2 : zidarie din blocuri de silico - calcar

SR EN 771 – 3 : zidarie din blocuri de beton ( cu agregate obisnuite sau usoare )

SR EN 771 – 4 : zidarie din blocuri de b.c.a. ( beton celular autoclavizat )

SR EN 771 – 5 : zidarie din blocuri de piatra artificiala

SR EN 771 – 6 : zidarie din blocuri de piatra cioplita

STAS 10690 – 89 : zidarie din blocuri de sticla (caramizi presate din sticla cu goluri) Blocurile de zidarie produse in mod curent in Romania sunt urmatoarele:

• blocuri ceramice pline: densitate > 1000 Kg / m3 ; 240x115x63 mm

• blocuri ceramice cu goluri verticale ( elemente HD si elemente LD )

• blocuri din beton cu agregate obisnuite sau usoare: 240x290x 138 mm

• blocuri din b.c.a. : 240x300x600 mm, 200x240x600 mm, 150x300x600 mm

• blocuri din piatra naturala cioplita prelucrata


66

Elementele pentru zidarie se clasifica in doua clase, in functie de probabilitatea de nerealizare a rezistentei la compresiune:

• element pentru zidarie clasa I : element din zidarie pentru care probabilitatea de a nu atinge rezistenta la compresiune declarata este ≤ 5 %

• element pentru zidarie clasa II : element pentru zidarie care nu

indeplineste nivelul de incredere al elementelor pentru zidarie clasa 1 Mortare

SR EN 998 – 2004 - conform conceptiei:

• mortar performant pentru zidarie: mortar a carei compozitie si metoda de obtinere este aleasa de producator in vederea obtinerii caracteristicilor specificate (concept de performanta)

• mortar de reteta pentru zidarie: mortar produs conform proportiilor prederminate, ale carui caracteristici rezultate sunt in functie de proportiile stabilite ale constituentilor ( concept de reteta )

- conform caracteristicilor si utilizarii:

• mortar de zidarie pentru utilizare generala ( G ): mortar pentru zidarie fara caracteristici speciale

• mortar de zidarie pentru straturi subtiri ( T ): mortar performant pentru zidarie cu dimensiunea maxima a agregatelor mai mica sau egala cu o valoare indicata

• mortar usor pentru zidarie ( L ): mortar performant pentru zidarie cu densitatea in stare uscata mai mica sau egala cu o valoare indicata

• mortar – beton ( grout ): amestec de ciment, nisip, pietris monogranular si apa. Amestecul se realizeaza cu o consistenta redusa – tasare de circa 20 – 25 cm pe conuletalon de 30 cm

Prevederile din Codul CR 6 – 2006 se refera numai la zidariile executate cu mortare de zidarie pentru utilizare generala ( G ). Mortarele de zidarie pentru utilizare generala ( G ), se imart in functie de:

• metoda de definire a compozitiei:

- mortar pentru zidarie proiectat ( mortar performant )

- mortar de zidarie cu compozitie prescrisa ( mortar de reteta )


67

• modul de realizare:

- mortar industrial pentru zidarie

- mortar semifabricat industrial pentru zidarie

- mortar preparat la santier pentru zidarie, conform SR EN 998 - 2: 2008 Mortarele de zidarie se clasifica dupa rezistenta minima la compresiune, avand notatia “ M “ urmata de rezistenta unitara la compresiune in N / mm2 ( exemplu M 5 – mortar cu rezistenta unitara medie la compresiune fmed. = 5 N / mm2 ). Mortarele de zidarie cu compozitie prescrisa pe langa notatia M 5, pot avea adaugat si proportia componentilor prescrisi ( exemplu: 1:1:5 , in volum, in ordinea ciment:var:nisip ). Rezistentele minime ale mortarelor pentru zidarie sunt date in tabelul de mai jos:

Pereti structurali Pereti nestructurali Tipul constructiei

Elemente Mortar Elemente Mortar

Constructii definitive

Toate clasele de importanta

fmed. > 10 M 10

fmed. ≤ 10 M 5

fmed. > 10 M 5

fmed. ≤ 10 M 2,5

Constructii provizorii

Anexe gospodaresti

M 2,5

M 1

Betoane La cladirile cu structura din zidarie de caramida, betonul este folosit pentru:

• elemente de confinare ale zidariei ( stalpisori si centuri din beton armat )

• stratul median al zidariei cu inima armata

• plansee, scari, rigle de cuplare la peretii cu goluri, pereti ( diafragme ) de subsol si fundatii

Caracteristicile betoanelor vor indeplini cerintele din NE 012 – 99 fck – rezistenta caracteristica la compresiune a betonului ( clasa de rezistenta a betonului, C, care este asociata cu rezistenta pe cub /cilindru la 28 zile ), conform NE 012 – 99


68

Clasele minime de beton folosite la elementele structurale ale cladirilor din zidarie:

• beton simplu ( nearmat ): C 4 / 5

• beton slab armat (pardoseli pe umplutura, la cladiri fara subsol): C 8 /10

• beton armat monolit: C12 / 15 Clasele minime de beton vor fi sporite, luandu-se in considerare valorile cuprinse in STAS 10107 / 0 – 90. Armaturi La cladirile cu structura din zidarie, otelul este folosit pentru armarea:

• elementelor de confinare a zidariei: stalpisori si centuri din beton armat

• zidariei, cu rosturile orizontale

• stratul median al zidariei cu inima armata

• elementelor de structura: plansee, rigle de cuplare la peretii cu goluri, scari, pereti de subsol si fundatii

Rezistentele caracteristice si de proiectare ale otelurilor pentru beton armat ( OB 37, PC 52, STNB ), se vor lua din STAS 10107 / 0 – 90. 2.1.5. CARACTERISTICI DE CALCUL ALE ZIDARIEI Rezistenta unitara caracteristica la compresiune a zidariei fk - rezistenta unitara caracteristica la compresiune a zidariei

- valorile se vor determina pe baza rezultatelor incercarilor pe zidarie, conform SR EN 1052 – 1. Rezistenta unitara caracteristica la compresiune fk , in conditiile in care nu exista date ale incercarilor pentru zidarie realizata cu mortar pentru utilizare generala ( G ), pentru incercari normale pe planul rosturilor orizontale, va fi calculate, in functie de rezistentele unitare la compresiune ale elementelor pentru zidarie si a mortarului, cu relatia: fk = K fb0,70fm0,30 ( 1. )

unde:

K – constanta care depinde de tipul elementului pentru zidarie si de tipul mortarului


69

fb – rezistenta la compresiune standardizata a elementului pentru zidarie, pe direc - tia normala pe rosturile orizontale, in N /mm2 , definita in SR EN 771 – 1 – 4 fm – rezistenta medie la compresiune a mortarului, in N / mm2 Pentru zidariile executate cu elemente fabricate in Romania si cu mortar de utilizare generala ( G ), valorile K, sunt stabilite conform EN 1996 – 1 – 1, avand valorile date in tabelul de mai jos:

Tipul elementului pentru zidarie Coeficientul K

Caramizi ceramice pline 0,50

Caramizi si blocuri ceramice cu goluri verticale 0,45

Blocuri cu goluri din beton obisnuit si usor 0,50

Blocuri mici de zidarie din b.c.a. 0,50

Piatra artificiala 0,50

Piatra naturala cioplita 0,50

Pentru elementele de zidarie provenite din import din tarile care au adoptat EN 1996 – 1 – 1 se vor folosi valorile K date in acesta. Pentru elementele de zidarie provenite din import din tari care nu au adoptat EN 1996 – 1 – 1 , valoarea coeficientului K va fi declarata de producator sau va fi determinata prin incercari. Formula ( 1. ) poate fi folosita pentru determinarea rezistentei caracteristice la compresiune a zidariei numai daca sunt satisfacute toate conditiiile specificate mai jos:

• rezistenta elementului de zidarie: fb ≤ 75 N / mm2

• rezistenta mortarului satisface conditiile: fm ≤ 20 N / mm2 si fm ≤ 2fb

• zidaria este alcatuita in conformitate cu prevederile Codului CR 6 – 2006

• coeficientul de variatie a rezistentei elementelor pentru zidarie este ≤ 25 %

• rosturile orizontale si verticale sunt umplute cu mortar

• grosimea zidariei este egala cu latimea sau lungimea elementului de zidarie, astfel incat nu exista rost de mortar parallel cu fata peretelui pe toata lungimea acestuia sau pe orice portiune din perete ( fig. 2. 10 a. ), in cazul in care exista rost de mortar paralel cu fata peretelui ( fig. 2. 10 b. ), valoarea rezultata din relatia ( 1. ) se reduce cu 20 %


70

b). perete cu rosturi longitudinale

a). perete fara rosturi longitudinale

Alcatuirea peretilor din zidarie Fig. 2. 10

In absenta unor date conform Codului CR 6 – 2006 , rezistenta caracteristica la compresiune, perpendicular pe rosturile orizontale, a zidariei executate cu caramizi pline din argila arsa, pentru care δ = 0,81. si mortare de utilizare generala ( G ), se va lua din tabelul de mai jos:

Rezistenta medie a mortarului ( N / mm2 ) Rezistenta caramizii fmed.(N / mm2)

Tesere

M 10 M 5 M 2,5 M 1

fig. 2.10 a. 4,30 3,50 2,85 2,15 10

fig. 2.10 b. 3,45 2,80 2,30 1,75

fig. 2.10 a. 3,50 2,85 2,30 1,75 7,5

fig. 2.10 b. 2,80 2,30 1,85 1,40

fig. 2.10 a. 2,65 2,15 1,75 1,35 5,0

fig. 2.10 b. 2,10 1,70 1,40 1,05

a). fmed – este rezistenta medie la compresiune a elementelor pentru zidarie declarata de producator, conform SR EN 771. b). fm – este rezistenta medie la compresiune a mortarului definite in SR EN 998 – 1 : 2004.


71

c). datele de la INCERC Bucuresti se refera numai la zidarii executate din caramizi pline 240 x 155 x 63 mm si caramizi cu goluri verticale 240 x 115 x 88 mm cu mortar M 2,5 ; M 5 si M 10 si au fost obtinute inainte de adoptarea SR EN 1052 – 1. Pentru zidariile executate cu blocuri din b.c.a. , valoarea rezistentei caracteristice se va lua din tabelul de mai jos:

Rezistenta medie a mortarului fm ( N / mm2 ) Rezistenta blocului fmed ( N / mm2 )

M 5 M 2,5 M 1

5,0 2,65 2,15 1,65

4,0 - 1,85 1,40

3,5 - 1,70 1,30

Rezistenta unitara de proiectare la compresiune a zidariei, se va determina cu relatia: fd = mz ( fk / γM ) ( 2. ) mz – coeficient al conditiilor de lucru

fk – rezistenta caracteristica la compresiune a zidariei

γM – coeficient de siguranta pentru material Coeficientii conditiilor de lucru pentru zidarie mz - coeficient al conditiilor de lucru

- valorile pentru elementele structurale si nestructurale din zidarie, se vor lua diferentiat, in raport cu starea limita care se verifica a). verificarea la starea limita ultima ( S. L. U. )

mz, SLU = 1,0 – pentru toate cazurile, cu exceptia celor mentionate in continuare

mz, SLU = 0,85 – pentru elemente cu aria sectiunii transversale < 0,30 m2

mz, SLU = 0,85 – pentru zidariile executate cu mortar de ciment ( fara adaos de var ), pentru rezistenta de calcul la compresiune

mz, SLU = 0,75 – idem, pentru rezistentele de calcul la intindere din incovoiere, forfe – care in lungul rostului orizontal si eforturi principale de intindere

mz, SLU = 1,25 – pentru verificarea rezistentei elementelor in cursul executiei


72

b). verificarea la starea limita de serviciu ( S. L. S. )

mz, SLS = 1,0 – pentru toate cazurile cu exceptia celor mentionate in continuare

mz, SLS = 2,0 – pentru elementele cu tencuiala obisnuita

mz, SLS = 1,5 – pentru elementele cu tencuiala hidroizolatoare care lucreaza sub actiunea presiunii hidrostatice

mz, SLS = 1,2 – pentru elementele cu tencuiala decorativa si la constructii cu finisaje de calitate superioara Rezistenta zidariei la forfecare in rost orizontal a). Rezistenta unitara caracteristica a zidariei la forfecare in rost rizontal fvk0 – rezistenta unitara caracteristica initiala la forfecare a zidariei – sub efort de compresiune egal cu zero - se va obtine din rezultatele incercarilor pe zidarie efectuate conform SR EN 1052 – 3 : 2003 In cazul in care nu sunt disponibile rezultatele obtinute din incercari, valorile pentru rezistenta caracteristica initiala la forfecare a zidariei executata cu mortar de zidarie pentru uilizare generala ( G ), fvk0 , in N / mm2 , vor fi luate din tabelul de mai jos:

Rezistenta medie a mortarului fm ( N / mm2 ) Elemente pentru zidarie

M 10 M 5, M 2,5 M 1

Ceramice 0,30 0,20 0,10

Beton obisnuit sau usor 0,20 0,15 0,10

Beton celular autoclavizat - 0,15 0,10

Rezistenta unitara caracteristica la forfecare a zidariei, fvk , realizata cu mortar de zidarie pentru utilizare generale ( G ), cu toate rosturile umplute, se va lua egala cu cea mai mica dintre valorile: - elemente pentru zidarie din grupa 1: fvk = fvk0 + 0,4 σd ( 2. 1 )

fvk = 0,034 fb + 0,14 σd ( 2. 2 )


73

- elemente pentru zidarie din grupa 2: fvk = fvk0 + 0,4 σd ( 2. 3 )

fvk = 0,9 ( 0,034 fb + 0,14 σd ) ( 2. 4 ) fvk0 – rezistenta unitara caracteristica initiala la forfecare, conform tabelului de mai sus σd – efortul unitar de compresiune perpendicular pe planul de forfecare in peretele din zidarie, in sectiunea considerata, corespunzator incarcarilor de proiectare fb – rezistenta standardizata la compresiune a elementelor pentru zidarie

Valorile rezistentei caracteristice la forfecare fvk ( N / mm2 ), pentru zidariile executate cu elemente pentru zidarie din grupele 1 si 2 se vor lua din Codul CR 6 – 2006, tabelele 4.4.a si 4.4.b. Pentru zidariile executate cu elemente din b.c.a. grupa 1, valorile rezistentei caracteristice la forfecare in rost orizontal se vor lua din tabelul 4.4.c din Codul CR 6 – 2006. b). Rezistenta unitara de proiectare a zidariei la forfecare in rost orizontal fvd - rezistenta unitara de proiectare a zidariei la forfecare in rost orizontal

- se va calcula cu formula:

fvd = mz ( fvk / γM )

unde:

γM – coeficientul de siguranta pentru material conform Cod CR 6 – 2006

mz – coeficientul conditiilor de lucru conform Cod CR 6 – 2006

Rezistenta unitara la intindere din incovoiere perpendicular pe planul zidariei In cazul solicitarii la incovoiere, produsa de forte perpendiculare pe planul zidariei, vor fi luate in considerare rezistentele corespunzatoare urmatoarelor situatii de rupere:

• rezistenta la incovoiere dupa un plan de rupere paralel cu rosturile orizontale, fx1

• rezistenta la incovoiere dupa un plan de rupere perpendicular pe rosturile

orizontale, fx2


74

a). plan de rupere paralel curosturile orizontale " fx1 "

b). plan de rupere perpendicular pe rosturile orizontale " fx2 "

Ruperea zidariei incovoiate perpendicular pe planul peretelui

Fig. 2. 11 Rezistentele unitare caracteristice la intindere din incovoiere perpendicular pe planul zidariei fxk1 , fxk2 - rezistentele unitare caracteristice la intindere din incovoiere ale zidariei

- se obtin conform incercarilor pe zidarie conform CR 6 – 2006 Valorile rezistentelor unitare caracteristice la incovoiere ale zidariei, cu toate rosturile umplute, realizata cu mortar de zidarie pentru utilizare generala ( G ), cu rosturile orizontale, fx1 si fxk2 ( N / mm2 ) , in cazul in care nu sunt disponibile date experimentale se vor lua din Cod CR 6 – 2006, tabelul 4. 6. Rezistentele caracteristice la incovoiere, fx1 si fxk2 ( N / mm2 ) , in cazul zidariilor cu rosturi verticale de tip “ nut si feder “ vor fi declarate de producator, conform prevederilor din Cod CR 6 – 2006. Rezistentele unitare de proiectare la intindere din incovoiere perpendicular pe planul zidariei fxd1 , fxd2 – se vor calcula cu formulele: fxd1 = mz ( fxk1 / γM ) ; fxd2 = mz ( fxk2 / γM ) γM – coeficientul de siguranta pentru material conform Cod CR 6 – 2006

mz – coeficient al conditiilor de lucru conform Cod CR 6 – 2006


75

Rezistenta caracteristica de ancorare fbok - rezistenta caracteristica de ancorare prin aderenta a armaturii inglobate in beton va fi obtinuta din rezultatele incercarilor. In lipsa datelor experimentale, fbok ( N / mm2 ) , se va lua dupa cum urmeaza:

• pentru armaturile inglobate in sectiuni de beton cu dimensiuni mai mari sau egale cu 150 mm. ( in elementele de confinare ) , valorile “ fbok “ se vor lua din Cod CR 6 – 2006, tabelul 4. 7

• pentru armaturile inglobate in mortar sau in sectiuni din beton cu

dimensiuni mai mici de 150 mm. ( betonul din stratul median al zidariei cu inima armata ), valorile “ fbok “ se vor lua din Cod CR 6 – 2006, tabelul 4. 8

Proprietati de deformabilitate ale zidariei

Relatia efort unitar – deformatie specifica ( σ – ε ) In calculul rezistentei sectiunilor elementelor structurale si nestructurale din zidarie, se foloseste o lege constitutiva ( relatia efort unitar – deformatie specifica ) de tip elasto – plastic cu ductilitate limitata si fara rezistenta la intindere, care poate avea mai multe forme:

• liniar – parabolica

• parabolic – dreptunghiulara

• dreptunghiulara

diagrama reala diagrama

teoretica

diagrama de proiectare

d

f

e 1 e u e

fk

0E

Relatia efort - deformatie pentru zidaria solicitata la compresiune axiala

Fig. 2. 12


76

Codul CR 6 – 2006 pentru simplificarea relatiilor de calcul, foloseste relatia σ – ε de forma dreptunghiulara. Valoarea deformatiei specifice ultime “ εuz “ se va lua dupa cum urmeaza:

• pentru elemente din argila arsa grupa 1: εuz = 3,0 ‰

• pentru elemente din argila arsa cu goluri verticale din grupa 2 : εuz = 2,0 ‰.

• pentru elemente din argila arsa cu goluri verticale din grupa 2S: va –

loarea “εuz “ va fi declarata de producator

• pentru elemente din b.c.a.: εuz = 2,0 ‰

• pentru elemente cu goluri din beton obisnuit: εuz = 3,0 ‰

• pentru elemente cu goluri din beton usor: εuz = 2,0 ‰ Prevederile Codului CR 6 – 2006 cu privire la calculul rezistentei de proiectare a zidarei si ale Codului P 100 – 1 / 2006 cu privire la valorile factorului de comportare “ q “ si la numarul maxim de niveluri admis, nu se aplica in cazurile in care legea constitutiva a zidariei este de tip “ fragil “ ( aproximativ liniara, cu εuz ≈ ε1 ). Modulul de elasticitate al zidariei

a). Modulul de elasticitate longitudinal – se foloseste pentru calculul deformatiilor longitudinale ale elementelor structurale si nestructurale din zidarie simpla: Ez – modulul de elasticitate secant de scurta durata

Ez,ld – modulul de elasticitate de lunga durata

Ez – se determina prin incercari utilizand metoda prezentata in SR EN 1052 – 1 sau conform CR 6 – 2006, punctul 1. 1. (10) Modulul de elasticitate secant de scurta durata al zidariei nearmate “ Ez “ , executata cu elemente pentru zidarie din grupele 1 si 2, cu mortar de zidarie pentru utilizare generala ( G ), cu rosturile orizontale si verticale complet umplute cu mortar, in absenta valorilor determinate prin incercari, va fi luat din Codul CR 6 – 2006, tabelul 4. 9 , in functie de rezistenta caracteristica a zidariei la compresiune fk. Valorile modulului de elasticitate secant de scurta durata “ Ez “ , pentru zidarii executate cu elemente pentru zidarie din grupa 2S , vor fi declarate de producator, conform prevederilor Codului CR 6 – 2006, punctul 1. 1. (10).


77

Valorile “ Ez “ pentru zidarie simpla cu armaturi in rosturile orizontale, vor fi stabilite ca mai sus si majorate cu 10%. Modulul de elasticitate echivalent de scurta durata al zidariei confinate si al zidariei cu inima armata, se va calcula cu relatia: EZC(ZIA) = ( EzIz + EbIb ) / ( Iz + Ib ) Ez si Eb – modulii de elasticitate longitudinali ai zidariei si betonului

Iz si Ib – momentele de inertie ale sectiunilor de zidarie si de beton, calculate in raport cu axele principale de inertie ale peretelui Pentru a tine cont de efectele curgerii lente, modulul de elasticitate de lunga durata “ Ez,ld “ , se va determina din valoarea modulului secant de scurta durata “ Ez “ , conform relatiei de mai jos: Ez,ld = Ez / ( 1 + Φ∞ )

Φ∞ - coeficientul final de curgere lenta conform CR 6 – 2006 , tabelul 4. 10 b). Modulul de elasticitate transversal Modulul de elasticitate transversal “ Gz “ , pentru zidaria nearmata, cu elemente pentru zidarie din grupele 1 , 2 si 2S , se determina cu relatia: Gz = 0,4 Ez Ez – modulul de elasticitate secant de scurta durata Modulul de deformatie transversala echivalent pentru peretii din zidarie confinata si pentru peretii din zidarie cu inima armata, in lipsa unor date mai exacte, se va determina cu relatia: GZC(ZIA) = 0,4 EZC(ZIA) Proprietatile fizice ale zidariei Proprietatile fizice ale zidariei enumerate mai jos sunt relevante pentru obiectul Codului CR 6 – 2006:

• curgerea lenta

• variatiile de volum datorate modificarilor umiditatii

• dilatarea termica


78

Valorile de proiectare ale acestor proprietati se vor determina prin incercari, sau stabilite conform Codului CR 6 – 2006, punctul 1. 1. (10). In absenta unor date mai exacte, valorile de proiectare respective vor fi luate, orientativ, in limitele indicate in Codul CR 6 – 2006, tabelul 4. 10. 2.2. CALCULUL SIMPLIFICAT AL CONSTRUCTIILOR CU STRUCTURA DIN ZIDARIE PORTANTA 2.2.1. CONSIDERATII GENERALE Ca element structural zidaria este un material neomogen, anizotrop si caracterizat de o comportare inelastica chiar pentru niveluri reduse de solicitare. Realizarea unui model de calcul care sa ia in considerare toate aceste particularitati si, in acelasi timp, sa poata fi aplicat cu usurinta in proiectarea curenta este practic imposibila. Determinarea eforturilor si deformatiilor in elementele din zidarie de caramida, in proiectarea structurilor de rezistenta a cladirilor curente, se poate face utilizand un model de calcul bazat pe urmatoarele ipoteze simplificatoare: a). zidaria este un material presupus omogen, izotrop si cu raspuns elastic pana in stadiul ultim. b). caracteristicile sectionale ale peretilor din zidarie se determina pentru sectiunea bruta ( nefisurata ). c). la aplicatiile curente, rezultatele calculelor obtinute prin modelele bazate pe ipotezele a). si b). se afecteaza cu factori de corectie stabiliti astfel incat sa se obtina o corelare cat mai buna cu datele rezultate din incercari. Pentru determinarea eforturilor sectionale si a rezistentei de proiectare a peretilor din zidarie, trebuie ales un model de calcul astfel incat sa reprezinte in mod adecvat proprietatile de rezistenta, de rigiditate si de ductilitate ale intregului sistem structural. 2.2.2. CALCULUL STRUCTURILOR LA INCARCARI GRAVITATIONALE ( VERTICALE ) Peretii structurali ( diafragmele ) din zidarie plini sau cu goluri constituie elementele de rezistenta verticale ale suprastructurii cladirii, care preiau incarcarile de tip gravitational aduse de plansee si le transmit terenului bun de fundare prin intermediul infrastructurii.


79

Pentru calcul, peretii structurali sub actiunea incarcarilor gravitationale sunt considerati console verticale incastrate la nivelul planseului peste subsol ( in cazul cladirilor cu subsol ) sau la fata superioara a fundatiilor ( in cazul cladirilor fara subsol ). In acelasi timp cu incarcarile verticale ( gravitationale ), peretii din zidarie pot fi actionati si de incarcari orizontale, cu caracter local, care actioneaza perpendicular pe planul peretelui:

• incarcari din actiunea cutremurului, pentru toti peretii din zidarie structurali si nestructurali

• incarcari date de presiunea vantului, pentru peretii perimetrali din ele –

vatia cladirii

• incarcari date de impingerea pamantului, pentru peretii de contur de la subsol ( aceste incarcari vor include si eventualele suprasarcini pe terenul din imediata vecinatate a cladirii )

• forte datorate impingerilor produse de bolti, arce sau sarpante

• incarcari din exploatare ( mobilier sau echipamente / instalatii suspendate

pe console ) Modelul de calcul pentru peretii din zidarie trebuie sa tina seama de:

• particularitatile modului de aplicare a incarcarilor verticale • excentricitatile corespunzatoare momentelor incovoietoare produse de

incarcarile orizontale perpendiculare pe planul peretelui

• zveltetea peretelui Determinarea fortelor axiale de compresiune in peretii structurali In sectiunea de calcul a unui perete structural forta axiala de compresiune se compune din:

• suma incarcarilor aplicate pe zonele aferente ale planseelor aflate peste nivelul sectiunii de calcul

• greutatea proprie a portiunii de perete aflata peste nivelul sectiunii de

calcul


80

In cazul planseelor monolite, de tip predala cu suprabetonare, cu panouri si semipa – nouri prefabricate care reazema pe toti peretii perimetrali, incarcarile gravitationale se transmit la toti peretii, in functie de dimensiunile in plan ale placilor. Suprafetele de descarcare sunt determinate de linii de rupere la 45o. Aceste incarcari se considera uniform distribuite pe lungimea peretelui respectiv la care, in cazul peretilor cu goluri de usi si / sau ferestre, se adauga cate 1/2 din latimea golurilor care marginesc peretele ( fig. 2. 13 a ). In cazul planseelor alcatuite din elemente liniare ( fasii pline sau cu goluri ), plansee cu grinzi metalice sau din lemn, se considera ca incarcarile se transmit atat peretilor pe care acestea reazema cat si zonelor active la compresiune ale peretilor transversali ( fig. 2. 13 b ).

45°

45°

45°

45°

= = = =

A1

A1

A1 A2

A2

A2

A1, A2 - suprafeteaferente inimiiA1, A2 - suprafeteaferente talpii

A1, A2 - suprafeteaferente peretelui( inima + talpa )

b bbgol/2 bgol/2

a). planseu din beton armat monolit b). planseu din elemente liniare

Incarcari verticale transmise de plansee la peretii structurali

Fig. 2. 13 Pentru incarcarile concentrate sau pentru incarcari uniform distrubuite aplicate numai pe anumite zone ale peretelui se admite ca repartizarea eforturilor in perete se face dupa linii inclinate la 30o fata de verticala ca in ( fig. 2. 14 a ) In cazul peretilor cu goluri traseul de descarcare se modifica conform ( fig. 2. 14 b ).


81

60° 60° 60° 60°

aL

Lef Lef

LefLef

0.5H

H

P P P P P

60°

60°

b). - devierea traseului de descarcare in vecinatatea golurilor

a). - caz curent

Incarcari verticale concentrate pe peretii structurali

Fig. 2. 14 In cele mai multe cazuri se admite ca rezultanta incarcarilor verticale se aplica in centrul de greutate al sectiunii active a peretelui. In cazul in care distanta dintre centrul de greutate al incarcarilor verticale si centrul de greutate al sectiunii orizontale a peretelui este relativ importanta ( cazul cladirilor cu balcoane / bowindow-uri cu deschideri mari, dispuse pe o singura latura a cladirii ) si daca efectul excentricitatilor nu se echlibreaza pe ansamblul structurii, este necesar sa se evalueze eforturile suplimentare rezultate din aceasta situatie.

C. G.perete

C. G.planseu

balcon


82

Ax C. G.perete

Ax C. G.planseu

Ng

Ng

Ng

Ng M0 = e Ng

Diagrama Me

Incarcari verticale excentrice pe peretii structurali

Fig. 2. 15 2.2.3. CALCULUL PERETILOR DIN ZIDARIE SIMPLA LA INCARCARI ORIZONTALE CE ACTIONEAZA PERPENDICULAR PE PLANUL LOR In starea limita ultima, valoarea de calcul a momentului aplicat peretelui din zidarie, Msd , va fi mai mica sau egala cu momentul capabil de calcul a peretelui, MRd : MSd ≤ MRd Se va tine seama in calcul de raportul ortogonal al rezistentelor, datorat faptului ca peretii din zidarie nu sunt izotropi. Valoarea de calcul a momentului capabil la solicitari orizontale, perpendiculare pe plan, al unui perete din zidarie, MRd , pe unitatea de inaltime sau lungime, este data de relatia: MRd = fxd Z fxd – rezistenta de calcul la incovoiere corespunzatoare planului de incovoiere Z – modulul de rezistenta al sectiunii pe unitatea de inaltime sau lungime a peretelui Daca exista un efort de calcul vertical permanent, efectul favorabil al efortului vertical poate fi considerat crescand rezistenta la incovoiere aparenta, fxkl , pana la valoarea data de ecuatia de mai jos:


83

fxkl aparent = fxkl + γM σdp

fxkl – rezistenta caracteristica la incovoiere pentru planul de cedare paralel cu rosturile orizontale γM – coeficientul partial de siguranta pentru material σdp – efortul de calcul, datorat incarcarii verticale, pe perete la nivelul considerat nu se va lua mai mare decat 0,25 N / mm2 In evaluarea modulului de rezistenta al unui stalp dintr-un perete din zidarie, latimea talpii, considerata la fata stalpului, va fie gala cu:

- h / 10 pentru peretii verticali rezemati sus si jos

- 2h / 10 pentru pereti in consola

- nu mai mult decat deschiderea libera intre stalpi unde:

h – inaltimea libera a peretelui Capacitatea de rezistenta de calcul la incarcari orizontale a unui perete dublu cu gol intre straturi se va lua egala cu suma capacitatilor de calcul la incarcari orizontale ale celor doua straturi, cu conditia ca dispozitivele de legatura sau alte elemente de conectare dintre straturi sa fie capabile sa transmita actiunile la care este supus peretele respectiv. Daca un perete este slabit prin caneluri sau intranduri peste limitele prevazute in normativ, slabirea trebuie luata in considerare atunci cand se determina capacitatea portanta, utilizand grosimea redusa a peretelui in dreptul canelurii sau intrandului. 2.2.4. CALCULUL CONSTRUCTIILOR DIN ZIDARIE PORTANTA LA AC- TIUNI SEISMICE – COD CR 6 – 2006 Calculul fortelor seismice pentru cladirile cu structura de rezistenta din zidarie se va face cu metoda fortelor laterale asociate modulului de vibratie fundamental conform Cod P 100 – 1 / 2006. Caracterul dinamic al actiunii seismice este reprezentat in mod simplificat prin forte statice ( metoda statica echivalenta ). Forta seismica totala se va distribui pe toata inaltimea cladirii, considerand comportarea elastica a structurii si efectele torsiunii de ansamblu conform Cod P 100 – 1 / 2006.


84

In cazul cladirilor cu regularitate structurala, care au peste planseul ultimului nivel proeminente ( constructii de mici dimensiuni ), calculul fortelor seismice se va face dupa cum urmeaza:

- forta taietoare de baza ( Fb ) pentru intreaga cladire, avand masa totala m, se va calcula conform pozitiei 1 din tabelul 5.1. din Codul CR 6 – 2006, considerand masa proeminentei ( mp ) adaugata masei ultimului nivel.

- forta taietoare de baza ( Fp ) aferenta masei proieminentei ( mp ) se va

determina considerand ca aceasta este o constructie independenta, cu un singur grad de libertate, asezata pe teren, cu relatia:

Fp = 2 Fb ( mp / m ) In cazul cladirilor cu neregularitate structurala, pozitiile 3 si 4 din tabelul 5. 1. fortele seimice pentru ansamblul cladirii se vor determina cu “ metoda de calcul modal cu spectre de raspuns “ descrisa in Cod P 100 – 1 / 2006, paragraful 4. 5. 3. 3. Factorii de comportare “ q “ pentru structurile din zidarie, pentru toate tipurile de cladiri, se stabilesc in fuctie de tipul zidariei si de grupa de regularitate a constructiei, conform Codului P 100 – 1 / 2006. In calculul fortelor seismice se va tine seama de coeficientii de suprarezistenta ( αu / α1 ) ai structurilor din zidarie definiti in Codul P 100 – 1 / 2006, care au in vedere, rezervele de rezistenta structurala a cladirilor etajate cu pereti structurali din zidarie. Aceste rezerve provin, de regula, din mai multe surse: redundanta sistemului structural ( articulatiile plastice de la baza montantilor nu se produc simultan ), suprarezistenta armaturilor, efectele favorabile ale unor masuri constructive. Pentru peretii cu goluri de usi si / sau ferestre, plinurile de zidarie ( sub / peste nivelul planseului – buiandrugi si / sau parapeti ) pot fi considerate, in modelul de calcul, ca grinzi de cuplare intre doua elemente de perete daca acestea sunt tesute efectiv cu montantii alaturati si daca sunt legate atat cu centura planseului cat si cu buiandrugul de beton armat de sub zidarie. Calculul eforturilor sectionale in peretii structurali Forta seismica totala distribuita intre peretii structurali rezulta din modelul de calcul. Forta seismica de proiectare pentru ansamblul constructiei, pentru constructiile cu plansee rigide in plan orizontal, se va calcula conform paragrafului 6.3.2.1. din Codul CR 6 – 2006, si se va distribui peretilor structurali proportional cu rigiditatea laterala a fiecaruia determinate in baza prescriptiilor din Codul P 100 – 1 / 2006.


85

Forta seismica de proiectare pentru ansamblul constructiei, pentru constructiile cu plansee cu rigiditate nesemnificativa in plan orizontal, se va calcula conform paragrafului 6.3.2.1. din Codul CR 6 – 2006, si se va distribui peretilor structurali proportional cu masa aferenta fiecaruia. Fortele taietoare de baza pentru peretii structurali determinate prin calculul liniar elastic, conform paragrafului 6.3.1.(8) din Codul CR 6 – 2006, pot fi redistribuite intre peretii de pe aceeasi directie, cu conditia ca echilibrul global sa fie satisfacut si ca forta taietoare in oricare perete sa nu fie redusa / sporita cu mai mult de 20 %. In cazul peretilor cu sectiune compusa ( I, T, L ) forta de lunecare verticala in sectiunea dntre inima si talpa ( Lv,et ) se calculeaza pentru un etaj, cu relatia: Lv, et = ∆ M ( Si / Ii )

unde: ∆ M = Minf - Msup Minf – momentul incovoietor de proiectare in sectiunea de la baza etajului pentru care se calculeaza lunecarea Msup – momentul incovoietor de proiectare, in sectiunea de la baza etajului superior Si – momentul static al sectiunii ideale a talpii fata de centrul de greutate al sectiunii ideale a peretelui Ii – momentul de inertie al sectiunii ideale a peretelui Caracteristicile geometrice ale sectiunii ideale ( Si si Ii ) se determine folosind coeficientul de echivalenta nech . Determinarea eforturilor sectionale ( N, M, V ) in elementele structurii si a deplasarilor laterale ale acesteia se poate face cu orice program de calcul bazat pe principiile mecanicii structurilor. Calculul deformatiilor si deplasarilor laterale in planul peretelui Deformatiile si deplasarile laterale ale peretilor din zidarie sub efectul fortelor laterale aplicate in planul lor se vor calcula, tinand seama de deformatiile specifice de incovoiere si de forfecare si, daca sunt relevante, de deformatiile specifice axiale. Calculul deformatiilor si deplasarilor laterale se va face cu relatiile curente ale staticii constructiilor, tinand seama de rezemarile de la extremitatile peretelui.


86

In calculul deformatiilor si deplasarilor laterale ale peretilor din zidarie sub actiunea fortelor seismice de proiectare se vor folosi: - pentru zidaria nearmata ( ZNA ):

- caracteristicile geometrice ale sectiunii nefisurate de zidarie

- 1/2 din valoarea modulului de elasticitate secant de scurta durata al zidariei (Ez), sau cu valoarea data in tabelul 4.9 din Cod CR 6 – 2006, in functie de rezistenta carac – teristica la compresiune a zidariei ( fk )

- 1/2 din valoarea modulului de elasticitate transversal - pentru zidaria confinata ( ZC ) si pentru zidaria cu inima armata ( ZIA ):

- caracteristicile geometrice ale sectiunii nefisurate de zidarie si beton

- 1/2 din valoarea modulului de elasticitate longitudinal echivalent, de scurta durata ( EZC(ZIA) )

- 1/2 din valoarea (GZC(ZIA) ) modulul de elasticitate transversal echivalent 2.2.5. CALCULUL CONSTRUCTIILOR DIN ZIDARIE PORTANTA LA AC - TIUNI SEISMICE – NORMATIV P 2 / 85 Generalitati Structurile din zidarie portanta pot fi calculate la actiunea sarcinilor orizontale, utilizandu-se urmatoarele moduri de calcul: 1. Calculul capacitatii de rezistenta la actiuni orizontale, atat a elementelor componente

ale cladirii cat si a ansamblului cladirii si compararea acesteia cu solicitatrea orizontala de calcul. Acest mod de calcul se poate aplica structurilor etajate cu compartimentare deasa sau rara, alcatuite in conformitate cu Normativul P 2 / 85, cap. 3 - 5.

2. Calculul cu conlucrarea spatiala, la care solicitarile aferente peretilor se determina in

functie de rigiditatea relativa a acestora, mod de calcul bazat pe aceleasi principii ca si cel aplicat la structurile din beton armat cu corecturi specifice caracteristicilor zidariei. Acest mod de calcul are un caracter mai general.

Structurile din zidarie portanta se vor calcula la actiunea fortelor seismice, determinate in conformitate cu Normativul P 100 / 92. Ele nu trebuiesc calculate la actiunea vantului.


87

Modul de calcul la capacitatea de rezistenta are un caracter de verificare, este simplificat si aproximativ. In baza dimensiunilor si alcatuirii elementelor portante si a fortelor gravitationale maxime sau minime probabile, se stabileste capacitatea de rezistenta la incarcari orizontale a fiecarei diafragme, respectiv montant, exprimata sub forma marimii fortei taietoare capabile la nivelul respectiv, considerandu-se valoarea cea mai mica pentru una din urmatoarele determinari:

- compresiunea excentrica cu excentricitate in planul peretilor, tinandu-se seama dupa caz de influenta favorabila a legaturilor orizontale ( buiandrugi, grinzi )

- fofecarea rostului orizontal

- eforturile principale de intindere in sectiuni inclinate

Pentru structuri cu compartimentare deasa se admite calculul numai la eforturi principale de intindere. Suma capacitatilor de rezistenta minime, ale tuturor diafragmelor componente ale structurii, pentru fiecare directie principala, corectata cu un coeficient al conditiilor de lucru , se compara cu forta orizontala ( seismica ) totala la nivelul respectiv, tinandu-se seama si de nivelul torsiunii, printr-un coeficient al incarcarii. Ipoteze de calcul Modul de calcul la capacitatea portanta se bazeaza pe urmatoarele ipoteze:

1. planseele au o rigiditate suficienta pentru a putea redistribui incarcarile, dupa ce un element sau mai multe elemente au atins valoarea capacitatii de rezistenta, lucrand in continuare in domeniul plastic

2. prin redistribuirea incarcarilor pot fi antrenate elementele care mai au rezerve

de rezistenta

3. efectele neconcordantei dintre comportarea efectiva si ipotezele facute asupra redistribuirii incarcarii, ca de exemplu determinarea unor elemente slabe si iesirea lor din lucru inainte de timp, fara sa lucreze in domeniul plastic, deformabilitatea panseelor etc., se corecteaza printr–un coeficient al con – ditiilor de lucru

4. pentru calculul la torsiune a structurii si pentru verificarea fundatiilor, se

accepta ipoteza distribuirii solicitarilor orizontale in functie de capacitatea de rezistenta a elementelor


88

5. se considera ca elementele din beton armat inglobate in zidarie conlucreaza cu aceasta, afectandu-se rezistenta zidariei cu un coeficient al conditiilor de lucru m2 = 0,85 , prin care se tine seama de diferenta de rigiditate a materialelor

6. la peretii cu goluri de usi si ferestre se ia in calcul efectul favorabil al

buiandrugilor. Punctul de anulare al momentului in buiandrug, datorita incarcarilor orizontale, se considera la mijlocul deschiderii buiandrugului

Relatia de baza Calculul la capacitatea de rezistenta a structurii in ansamblul ei, precum si verificarea nivelului de siguranta se face cu urmatoarea relatie de baza: k=j i=t η ∑ Sk ≤ m ∑ Tci j k=1 i=1

unde:

Sk – sarcina orizontala (seismica ) de la nivelul “ k “

Tc i j – forta taietoare capabila minima a diafragmei “ i “ la nivelul “ j “

η – coeficientul incarcarii prin care se tine seama de efectul torsiunii, anexa 2, Nor – mativ P2 / 85

m – coeficientul conditiilor de lucru, conform tabel 11, Normativ P 2 / 85

n – numarul nivelurilor cladirii

t – numarul total al diafragmelor pe directia de calcul Capacitatea de rezistenta la compresiune excentrica Forta taietoare capabila in cazul solicitarii la compresiune excentrica in planul peretilor pentru diafragme sau montantii peretilor cu goluri, fara a se lua in consideratie efectul buiandrgilor, se determina dupa cum urmeaza: a). pentru zidarie simpla: TCM = Mc / Z = Neo / Z = 1,25 R Sc / Z ( 1. )

unde:

TCM – forta taietoare capabila la solicitarea de compresiune excentrica a unei diafragme “ i “ la nivelul de calcul


89

Mc – momentul incovoietor maxim capabil al diafragmei respective la nivelul de calcul N – sarcina gravitationala maxima aferenta diafragmei la nivelul de calcul Z – distanta pe verticala de la sectiunea de calcul la punctul de aplicatie al rezul – tantei fortelor orizontale care actioneaza asupra nivelului de calcul R – rezistenta de calcul la compresiune a zidariei Sc – momentul static al ariei comprimate ( Ac ) in raport cu axa care trece prin centrul de greutate al sectiunii Sc = Ac eo Coeficientul de flambaj se considera egal cu unitatea . Aria comprimata ( Ac ) se determina cu relatia de proiectie a fortelor: Ac = N / 1,25 R Se admite ca zona intinsa sa aiba maximum lungimea egala cu 0,5 din lungimea elementului. Sectiuni I, T, L

e

x > l / 2 a1a2

b2

b N

Ac

b1

l


90

Sectiuni dreptunghiulare

N

N

T Mc

e0

e0 Ac=bx

b

l

1.25 RAc

x > l / 2

Sectiuni din zidarie simpla solicitate la compresiune excentrica

Fig. 2. 16 Pentru sectiuni dreptunghiulare relatia ( 1. ) are urmatoarea forma: TCM = N l / 2 Z ( 1 – N / 1,25 R b l ) ≤ N l / 4 Z ( 1’. ) In relatiile date s-a considerat ca punctul de aplicatie al fortei N coincide cu centrul de greutate al sectiunii. In cazul in care forta N se aplica excentric, fara ca elementul sa fie actionat de forte orizontale, se va tine seama de aceasta la stabilirea fortei taietoare capabile: TCM = N ( eo ± d ) / Z ; Sc = Aco ( e ± d ) d – distanta de la punctul de aplicatie al fortei gravitationale N la centrul de greutate al sectiunii b). zidarie intarita cu stalpisori din beton armat: TCM = Mc / Z = 1/ Z ( Rb Sb + R Sz - N YN ) ( 2. )


91

unde:

Rb – rezistenta de calcul la compresiune a betonului Sb – momentul static al ariei comprimate de beton SZ – idem, pentru aria comprimata a zidariei YN – distanta de la centrul de greutate al armaturilor intinse la axul care trece prin punctul de aplicatie al fortelor gravitationale N Pentru determinarea momentelor statice Sb si Sz se calculeaza aria comprimata Ac din echilibrul fortelor de proiectie vertcala:

Ac = Ab + Az

Az = ( N + Aa Ra - Ab Rb ) / R ; Sz = Az Yz ; Sb = Ab Yb ( 3. ) Pentru simplificare se admite neglijarea armaturilor in zona comprimata si neglijarea luarii in calcul a ariei stalpisorilor in portiunea mijlocie la sectiunile cu stalpisori marginali. Armatura din zona intinsa se va lua in calcul indiferent de procentul de armare al sectiunii complexe. Sectiune I

Yb

b2

b1

a2

b

y2 y1

Az

AbN

a1

YN

Yz

l


92

Sectiuni dreptunghiulare

YN = ( l - a ) / 2

Yz

N

a/2

a

Yb

a

a/2

Ab

Az

b

l

Sectiuni de zidarie intarita cu stalpisori de beton armat, solicitate la compresiune excentrica

Fig. 2.17

Pentru sectiuni dreptunghiulare relatia ( 2. ) are urmatoarea forma: TCM = b R / Z [Rb a/ R ( l – a ) + ( x – a ) ( l – a – x/ 2 )] – N ( l – a ) / 2 Z ( 2’. )

unde:

x = ( N + Aa Ra ) / b R – a ( Rb/ R – 1 ) , pentru x > a Forta taietoare capabila in cazul de solicitare de compresiune excentrica in planul peretilor pentru montantii diafragmelor cu goluri, la care se ia in considerare efectul buiandrugilor incastrati elastic, se determina cu relatia ( 4. ). TCM = TmCM + TbCM = ( Mm

c + ∑ Mbc ) / Z ( 4. )

TmCM , Mm

c – forta taietoare capabila, respectiv momentul capabil al unui montant la nivelul de calcul determinat ca pentru un element plin cu relatia ( 1. ) si ( 2. ) in care se introduce forta gravitationala N in locul lui N conform relatiei ( 6. )

TbCM , Mbc – forta taietoare capabila, respectiv momentul capabil al unui montant la

nivelul de calcul datorita efectului buiandrugilor care se determina cu relatiile ( 5. ) , ( 5’. ).


93

- pentru montantul marginal:

Mbh = c Tb ∑ γj ( 5. )

- pentru montantul intermediar “ i “:

∑ Mbc = ( c’i Tbi – 1 + c’’i Tbi ) ∑ γj = ∑ ci Tbi ∑ γj ( 5’. )

unde:

Tbi , Tbi – 1 – fortele taietoare maxime capabile ale buiandrugilor din stanga si din dreapta montantului “ i “ γj , ∑ γj – coeficientul pentru nivelul “ j “, respectiv suma acestora pana la nivelul de calcul prin care se tine seama de variatia valorilor Tb pe inaltimea cladirii care pentru solicitari seismice se iau din tabelul 12, Normativ P 2 / 85 c’i , c’’I – distantele de la mijlocul buiandrugilor ( punctul de moment zero ) pana la axul vertical al montantului Pentru determinarea fortei taietoare capabile a montantului la solicitarile de compresiune excentrica: - pentru montantul marginal:

N = N ± Tbi ∑ γj ( 6. )

- pentru montantul intermediar “ i “:

N = n ± ( T’bi – 1 – T’’bi ) ∑ γj ; T’bi – 1 > T’’bi ( 6’ )

0

1 2 3

1

2

3

4

i= 1 2 3

S11

Sx=S12

S13

S14

S23

S24

S22

S33

S34

S32

S31

C3

l3

C"2

lo2

C1

l1

a

C'2

l2lo1

alo1

C1 C'2 C"2 C3

g 1T'b1

g 2T'b1

g 3T'b1

g 4T'b1

g 1T"b1

g 1T'b2

g 1T"b2

k bSS=Tcm22 n

1). - schema constructiva 2). - schema statica

Z2

h1h4

h2

h3

hb


94

2

2

b bMcik = Mc22

b b Mcn = Mc4

3). - diagrama momentelor pentru montantul 2

Momentul capabil al montantilor datorat efectului buiandrugilor

Fig. 2. 18 Semnul ( - ) se introduce cand rezultanta fortelor Tb este dirijata de jos in sus. Forta taietoare capabila a buiandrugilor Tb este cea mai mica forta determinata in baza urmatoarelor considerente:

- rezistenta la strivire a zidariei in care se incastreaza buiandrugii

- rezistenta montantului la compresiune excentrica, tinandu-se seama de echilibrul momentelor incovoietoare in zona de incastrare

- echilibrul fortelor in proiectia verticala

- rezistenta buiandrugului la moment incovoietor si la forta taietoare

a). pentru alcatuiri curente de buiandrugi, forta Tb , considerata ca actioneaza la primul nivel, avand in vedere conditia de rezistenta la strivire a zidariei, se determina cu relatia ( 7.). Tb = Ki ab ( Rstr. – σo ) ( 7. )

unde: a – lungimea de incastrare a buiandrugului B – grosimea buiandrugului


95

Rstr. – rezistenta de calcul la strivire a zidariei σo – efortul unitar de compresiune la nivelul buiandrugului peste primul nivel, datorita sarcinii gravitationale: σo = ( N + ∆ N ) / A Ki - coeficient prin care se tine seama de distribuirea eforturilor in zona de incastrare - rezistenta de calcul la strivire:

Rstr. = R 3√ 1 + 50/ a ( cm. ) ( 8. ) - valorile si domeniul de valabilitate a coeficientilor “ ki “: - montant marginal:

K1 = 3 hb / ( 4 a + 3 l01 ) ( 9. )

este valabil pentru: a ≤ hb si l1 - a ≥ 2 h0 K2 = a / ( 4 a + 3 l 01 ) ( 10. )

este valabil pentru: a ≥ 3 h0 si l1 – a ≤ hb In cazul in care: a ≤ 3 h0 iar 2 h0 > l1 – a > hb se interpoleaza liniar intre valorile coeficientilor K1 si K2 . - montant intermediar: K1’ = 3hb / ( 4a + 3l01 ) ≤ 0,15 l22 / a ( l2 + l01 ) = 0,9 k3’ l2 / 2a ( 11. ) pentru partea stanga. K1’’ = 3hb / ( 4a + 3l02 ) ≤ 0,15 l22 / a ( l2 + l02 ) = 0,9 k3’’l2 / 2a ( 11’. ) pentru partea dreapta. La determinarea fortei gravitationale aferente montantului, se admite sa se neglijeze componenta data de fortele taietoare din buiandrugi “ Tb “. In caz contrar, calculul se face prin incercari succesive. Calculul fortelor taietoare “ Tb “ la buiandrugii continui, se face cu coeficientul “ K2 “, relatia ( 10. ), pentru montantul marginal, iar pentru montantul intermediar cu coeficientul:


96

K3’ = l2 / 3 ( l2 + l01 ) - pentru partea stanga

K3’’ = l2 / 3 ( l2 + l02 ) - pentru partea dreapta Momentul capabil din nod, datorita fortelor taietoare din buiandrugi, se va exprima direct prin relatia ( 12. ) : Mb

C2 = b l22 ( Rstr. – σ0 ) / 6 ( 12. ) a). Schema – Notatii

( > hb )

lo2

1 2

montantmarginal

montantintermediar

hb

> 2hb a lo1 a > hb a

l1 l2

b). Eforturi

N1 N2

TcM1 TcM2

S1

TcM1 + S1 TcM2 + S2

T'b1

T"b1

T'b2

S2

DN1 DN2

N1 + DN1 + Tb1 N1 + DN2 - ( Tb1 - Tb2 )

Buiandrugi din beton armat pe toata inaltimea dintre gol si planseu Fig. 2. 19


97

a). Schema – Notatii

1 2

montantmarginal

montantintermediar

nivelul 1

hb

lo1 l2 = 2 a2 lo2l1 = a1

b). Eforturi

montantmarginal

montantintermediar

(1) (2)

T'b1

T"b1

T'b2

T"b2

Tcm10

Tcm11 Tcm21

Tcm20

S11 S21

2

N11 + Tb1Sg j n

2

N21 - ( Tb1 - Tb2 )Sg j n

DN11 DN21

N11 + DN11

1

+ TbSg j n

N21 + DN21 - ( Tb11

- Tb2 )Sg j n

nivelul 1

Buiandrug din beton armat armat monolit continuu ( centura – buiandrug )

Fig. 2. 20


98

b). valoarea fortei taietoare “ Tb “ care satisface conditia de rezistenta la compresiune excentrica se verifica cu ajutorul relatiilor: - pentru montantul marginal:

T’b1 ≤ 2 TmCM1 Z / C1 ( 13. )

- pentru montantul intermediar:

T’’b1 ≤ TmCM2 Z / C’2 ; T’b2 ≤ TmCM2 Z / C’’2 ( 14. )

respectiv:

MbC2 ≤ 2 TmCM2 Z ( 14’. )

c). valoarea fortei taietoare “ Tb “ , care satisface conditia echilibrului fortelor in proiectie verticala se verifica cu ajutorul relatiilor ( 15. ) si ( 16. ): - pentru montantul marginal:

T’b1 ≤ ( N1 + ∆N1 )/ Σ ηj ( 15. )

- pentru montantul intermediar:

T’b2 – T”b1 ≤ ( N2 + ∆N2 ) ; T’b2 > T”b1 ( 16. ) d). buiandrugul se dimensioneaza ca element de beton armat, atat la incarcari gravitationale, cat si la efectul fortei taietoare, avand valoarea cea mai mica dintre cele determinate la punctele a … e, in conformitate cu STAS 10107/ 0 – 90. Deschiderea de calcul “ lc “ pentru determinarea momentului de incastrare se va considera in functie de tipul buiandrugului: - buiandrug din beton armat pe toata inaltimea dintre gol si planseu: lc = l0 + 0,2 a ( 17. ) - buiandrug din beton armat continuu:

lc = l0 + 0,2 l ≤ l0 + 30 cm. ( 18. ) Capacitatea de rezistenta la forfecarea rostului orizontal Forta taietoare capabila la forfecarea rostului orizontal pentru diafragme pline din zidarie simpla, in functie de marimea excentricitatii fortei gravitationale ca efect al momentului incovoietor datorat actiunilor fortelor orizontale, se determina dupa cum urmeaza:


99

a). pentru sectiuni solicitate la compresiune excentrica cu excentricitate mica la care este indeplinita conditia: σ0 – ( TCM Z Y )/ I ≥ 0 Tcf = Ai / µi ( Rf + 0,7 f σ0 ) ( 19. ) - pentru sectiuni dreptunghiulare: e0 = TCM Z / N ≤ 1 / 6 Tcf = bl ( Rf + 0,7 f σ0 ) ( 19’. )

unde:

Ai = b li – aria inimii in cazul sectiunilor in I, T, L Rf – rezistenta de calcul la forfecarea zidariei µi – coeficientul prin care se tine seama de distribuirea eforturilor de alunecare, raportat la aria inimii conform relatiei ( 20. ) f – coeficientul de frecare conform STAS 10109 / 0 – 82 , pct. 5. 2. 4 σ0 – efort unitar de compresiune la nivelul de calcul σ0 = N / A - coeficientul “ µi “se determina cu relatia: µi = S li / I ( 20. )

unde:

S – momentul static al suprafetei cuprinse intre marginea sectiunii si axa ce trece prin centrul de greutate al sectiunii, in raport cu aceasta axa li – lungimea inimii b). pentru sectiuni solicitate la compresiune excentrica cu excentricitate mare: σ0 – TCM Z Y / I < 0 Tcf = 0,7 f Ai σ0 / µi ( 21. )


100

Ai = bli

b1

b

li

l

Aria inimii pentru calculul capacitatii de rezistenta la forfecarea rostului orizontal la sectiuni din zidarie simpla

Fig. 2. 21

- pentru sectiuni dreptunghiulare: e0 = TCM Z / N > 1/ 6

Tcf = 0,7 f N / 1,5 ( 21’. ) Forta taietoare capabila la forfecarea rostului orizontal pentru diafragme pline din zidarie intarita cu stalpisori din beton armat ( zidarie complexa ), se determina cu relatia ( 22. ): Tcf = 0,5 f ( N + Aa Ra ) + ( ∑ Aai – Aa ) Ra ( 22. ) Aai – suma sectiunilor barelor verticale din toti stalpisorii peretelui considerat

Aa – sectiunile barelor din stalpisorul de pe partea intinsa

Ra – rezistenta de calcul a armaturii Relatia se aplica numai in cazul solicitarii de compresiune excentrica cu excentricitate mare, cand se considera ca rezistenta de forfecare a zidariei “ Rf “ este depasita, datorita eforturilor de intindere in sectiune, care apar la ambele capete ale peretelui, ca urmare a solicitarilor seismice alternante. Forta taietoare capabila la forfecarea rostului orizontal pentru diafragma cu goluri se calculeaza cu relatiile ( 19. ), ( 19’. ), ( 21. ) si ( 21’.) pentru zidarie simpla, sau cu relatia ( 22. ) pentru zidaria intarita cu stalpisori din beton armat, in care forta gravitationala “ N “, cu


101

care se determina efortul unitar “ σ0 “, se inlocuieste cu forta “ N “, determinata conform relatiei ( 6 ), ( 6’. ). In cazul in care forta taietoare capabila la forfecarea rostului orizontal determinata ca mai sus, este mai mica decat forta taietoare capabila la compresiunea excentrica, adica: Tcf < TCM Se recalculeaza fortele taietoare din buiandrugi “ Tb “ si forta gravitationala de calcul “ N “ din conditia: Tcf Z = [ N ± ( T’b – T’’b ) ∑ γj ] e0 + ( T’b c’ + T’’b c’’ ) ∑ γj ( 23. ) Pentru simplificare se admite ca valoarea fortelor taietoare din buiandrgi sa fie re- calculata, utilizand raportul dintre fortele taietoare “ Tcf “ si “ TCM “ cu relatia:

Tb = Tcf Tb / TCM ( 24. )

Forta “ Tcf “ definitiva sa fie determinata prin incercari succesive. Capacitatea de rezistenta la eforturi principale de intindere Forta taietoare capabila corespunzatoare conditiei de rezistenta la eforturile principale de intindere, pentru diafragme pline din zidarie simpla se determina cu relatiile ( 25. ) si ( 25’. ). Tcp = ( Rp Ai )/ µi 1 + 0,8 Φ σ0 / Rp ( 25. ) - pentru sectiuni dreptunghiulare: Tcp = ( Rp b l )/ 1,5 1 + 0,8 Φ σ0 / Rp ( 25’. )

unde:

Rp – rezistenta de calcul a zidariei la eforturi principale de intindere obtinuta prin inmultirea valorilor din STAS 10109 / 1 – 82, tabelul 6, in cazul calculului la incarcari seismice, cu coeficientul conditiilor de lucru suplimentar m = 1,2 Φ – coeficientul in functie de excentricitatea relative l / e0 conform tabelului 14, din Normativul P 2 / 85


102

Forta taietoare capabila corespunzatoare conditiei de rezistenta la eforturile principale de intindere, pentru diafragme pline din zidarie intarita cu stalpisori din beton armat ( zidarie complexa ), se determina dupa cum urmeaza: a). la sectiunile la care rezistenta este asigurata de panourile de zidarie simpla incadrate de elemente din beton armat, calculul se face cu relatia ( 25. ) sau ( 25’. ) dupa caz, in care efortul mediu de compresiune “ σ0 “ se introduce cu valoarea: σ0 = N / Aid ( 26. )

unde: Aid – aria ideala Aid = Az + ( Rb Ab )/ R ( 27. )

µi – coeficient care se introduce cu valoarea determinata in baza caracteristicilor ideale ale sectiunilor ( Aid , Sid , Iid ) µI = ( Sid li )/ Iid ( 28. ) b). la sectiunile la care rezistenta la eforturi principale nu mai este asigurata de zidarie, aceasta considerandu-se fisurata, intregul efort de intindere trebuie preluat de armaturile din centuri ( respectiv armaturile prevazute in rosturile orizontale ale zidariei ) si de armaturile stalpisorilor din beton armat. Deoarece rezistenta la eforturi principale de intindere trebuie satisfacuta concomitent atat de armaturile din centuri cat si de cele din stalpisori, se va considera cea mai mica valoare din urmatoarele: - pentru centurile si armaturile din rosturile orizontale ale zidariei: Tcp = ( 2 Aac Ra li ) / µi hct > Tcp zidarie simpla ( 29. ) - pentru stalpisori:

Tcp = ( 2 ΣAas Ra li ) / µI ∑li > Tcp zidarie simpla ( 30. )

Aac – aria armaturilor din centuri destinata a prelua numai incarcarile seismice, si aria totala de armatura din rosturile orizontale ale zidariei pe inaltimea unui nivel ∑Aas – aria armaturilor din stalpisori din portiunea mijlocie a peretelui ( fara ar – matura stalpisorilor marginali ) ∑li – suma lungimilor de zid aferente stalpisorilor din portiunea mijlocie a peretelui


103

S Aas = Aas1 Aas2

l12

l12

l12

l11/2l11/2

l11 l13

Luarea in consideratie a stalpisorilor din beton armat la stabilirea capacitatii de rezistenta la eforturi principale de intindere

Fig. 2. 22 Forta taietoare capabila corespunzatoare conditiei de rezistenta la eforturi principale de intindere, pentru diafragme cu goluri se calculeaza cu relatiile ( 25. ) sau ( 25’. ) pentru zidaria simpla, in care, pentru determinarea efortului mediu de compresiune “ σ0 “ , in locul fortei gravitationale “ N “ se introduce forta “ N “ conform relatiei ( 6. ) sau ( 6’. ) si cu relatiile ( 29. ) si ( 30. ) pentru zidaria intarita cu stalpisori din beton armat Excentricitatea relativa a fortei gravitationale “ l / e0 “ in functie de care se stabileste prin intermediul coeficientului “ Φ “ efectul efortului de compresiune asupra marimii capacitatii de rezistenta la eforturi principale de intindere la diafragma din zidarie simpla, relatiile ( 25. ) si ( 25’. ), se determina dupa cum urmeaza: - pentru diafragme pline: l / e0 = N l / Tcp Z ( 31. )

- pentru diafragme cu goluri: l / e0 = N l / ( Tcp Z – ∑ Mb

c ) ( 32. ) Intrucat forta taietoare capabila “ Tcp “ care urmeaza sa fie determinata nu este cunoscuta pentru a putea fi introdusa in relatiile ( 31. ) sau ( 32. ), calculul se face cu aproximatii succesive, prima valoare a excentricitatii relative stabilindu-se din conditia de rezistenta la compresiune excentrica “ TCM “: ( l / e0 )1 = N l / TCM Z ( 31’. )

( l / e0 )1 = N l / ( TCM Z – ∑ Mbc ) ( 32’. )


104

Aproximatiile se continua pana cand diferentele dintre doua valori succesive devin neglijabile. Pentru forta taietoare capabila de la nivelul de baza, valorile coeficientului “ Φ “ se pot citi direct din diagrama data in anexa 3, din Normativul P2 / 85. La peretii cu goluri, in cazul in care forta “ Tcp “ este mai mica decat “ TCM “ se va recalcula forta “ N “ si momentul “ Mb

c “. Pentru aceasta se admite ca forta taietoare din buiandrugi “ Tb “ sa fie determinata in mod aproximativ, inmultindu-se forta “ Tb “ cu raportul “ Tcp / TCM “. Tb = Tcp Tb / TCM 2.2.6. ANALIZA SIMPLIFICATA A STRUCTURILOR DIN ZIDARIE LA AC - TIUNI SEISMICE. COMPORTAREA PANOURILOR DIN ZIDARIE IN - RAMATE Generaliati Panourile din zidarie incadrate in rame ( stalpi si grinzi sau centuri din beton armat ) se grupeaza in doua categorii, din punct de vedere al comportarii la actiuni seismice, astfel:

- panouri cu structura de beton din cadre gravitationale, sau cu samburi si centuri din beton armat. La aceste panouri ruperea se produce pe diagonalele comprimate.

Pi P

d

b

b

h

a

w

d

l


105

P

Q

Dz

DzRz

Q

Qu

Qf

RelatierealaRelatie

ideala

h"

h"

h

Pz

P

Q

Fig. 2. 23

- panouri cu structura de beton din cadre seismorezistente. Ruperea acestor panouri se modifica de la ruperea diagonala la ruperea aproape orizontala. Stalpii din beton armat ce delimiteaza panourile au rigiditatea si rezistenta la forfecare mare in raport cu panourile din zidarie.

Pu = 2 ( Mt

u + Mcu ) / h* + Pz ; h* = ( 1 / 2 ÷ 1 / 3 ) h

unde:

Mtu – momentul ultim pentru stalpul intins

Mc

u – momentul ultim pentru stalpul comprimat

Pz – rezistenta la forfecare a zidariei in rost la cicluri alternative puternice Modelul de calcul pentru pereti din zidarie incadrati in rame din beton armat a fost stabilit de Poliacov in 1956, si perfectionat de-a lungul anilor de Benjamin, Sachansky, Holmes, Stafford – Smith, Mainstone etc.


106

Grinda dinbeton armat

Panou dinzidarie

Diagonala comprimata lucreaza in domeniul elastic – liniar

Kp

P

Ad

a

Diagonala echivalenta Fig. 2. 24 Diagonala panoului din zidarie, definita prin rigiditatea relativa de nivel, luand in considerare deformatia de forfecare este: δf = P H / Gz A ; R = P / δf ; Gz = ( 0,2 ÷ 0,4 ) Ez A – aria transversala a zidariei


107

Io

Io

bz

H

Panou din zidarie

P

Grinda din beton armat

d f

Conlucrarea ramei din beton armat cu panoul din zidarie se face printr-o insumare a ri – giditatilor acestor elemente:

PcPz

P

Pc Pz

d 1 d 2 d d dd 3

P

+ =

PP

d 4 d 3 d 1 d 4 d 2

Conlucrarea ramei din beton armat cu panoul din zidarie Fig. 2. 25

Stadiile de comportare ale unui panou din zidarie inramat a). stadiul elastic – peretele din zidarie si elementele cadrului din beton armat interactioneaza pe tot conturul, ambele elemente conlucrand ca un monolit. Incarcarea laterala limita Pel , se stabileste imediat inaintea aparitiei fisurilor de desprindere a peretelui de pe contur.


108

( Pel. )

P

P

P

P

Stadiu Elastic

Fig. 2. 26 Conlucrarea ramelor din beton armat cu panourile din zidarie in calculul subsistemului si a constructiei, in stadiul elastic, se face prin insumarea rigiditatii ramei si a panoului. δE = H / G Aech = 1 / ( Rpanou + Rcadru ) Pzmax – forta limita maxima pe care panoul o poate atinge o singura data: Pzmax = 2 PUz PUz = Apanou Rt , Rt – rezistenta de forfecare in rost orizontal continuu

H

GAech

1dE

Fig. 2. 27


109

Deplasarile pe stadii limita sunt: δZc = εc d cos θ ; δZr = εr d cos θ

εc , εr – deformatiile specifice la curgere si rupere

( Pf )

P

P

P

P

Pc u

Pz,max

u

Pz

P

1

Rz 2

Rz 2

Rz

d d z

Ez = 0,6E0

1

Rz

u

Pz

c c

d z d z c c

d z / 2 d z

Fig. 2. 28 b). stadiul dupa aparitia fisurilor – se considera pentru o forta Pf , care duce la formarea unei fisuri in lungul sau aproape de diagonala comprimata. Este posibila si aparitia de fisuri in barele inconjuratoare din beton armat.

P

P

P(h/l)P(h/l)

l

h

( Plim )

Fig. 2. 29


110

c). stadiul ultim – apar si alte fisuri cvasiparalele cu diagonalele comprimate, mo – dificandu–se si distributia reactiunilor pe suprafetele de contact. Incarcarea se noteaza cu Plim.

P

P

Fig. 2. 30 Aria diagonalei echivalente se obtine din relatia de compatibilitate astfel: apropierea colturilor comprimate ale cadrului neumplut este egala cu scurtarea peretelui neancadrat dupa directia diagonalei comprimate, sau a proiectiilor lor pe orizontala. Dd = Ddc = Ddp ; D = Dc = Dp Dd – deplasarea pe orizontala

D – deplasarea orizontala Rigiditatea peretelui: KP = PP / DP = PP / D Aria diagonalei echivalente: Ad = KP d / cos2 α EP = KP a / cos2 α EP Rigiditatea la efort axial a diagonalei echivalente:

Kd = EP Ad / d = KP / cos α

Efortul axial din diagonala echivalenta:

Nd = PP / cos α , in care: PP = P - Pc


111

Aria diagonalei echivalente pentru stadiul elastic:

Ad, el = Cgol ( γ β / 1,2 cos2 α ) a t

unde: a, b, t – dimensiunile peretelui

d – lungimea diagonalei panoului

β = a / b

1,2 – coeficient de forma

γ = GP / EP , γ = 0,25 – zidarii ceramice ; γ = 0,40 – pereti blocuri de beton

θ – unghiul dintre diagonala panoului si orizontala

Cgol – coeficient stabilit experimental care tine cont de influenta golurilor

Cgol = 0,5 { 1 – 1,54 [ 1 – 0,25 ( 1 – ag / a ) ] bg / b } - Poliacov pentru ag ≤ 0,60 a ; bg ≤ 0,65 b pentru ag ≥ 0,60 a ; bg ≥ 0,65 b

valoarea Cgol = 0 ( se neglijeaza aportul peretilor ) pentru pereti plini Cgol = 1 Conform testelor efectuate de M. Tomazevic si R. Zarnic rezulta:

Hu N

N

h hw

lw

2 / 3 ( lw )

Fig. 2. 31


112

Incarcarea critica: Hcr = Aw ( ft, w / b ) σ0 / ft, w + 1 ; σ0 = 3 / 2 Hcr / Aw hw / lw

Incarcarea ultima: Hu = Hcr + As fy

Rigiditatea initiala: K = ( h3 / 3 Ew Ie + k lw / Gw Al ) – 1

Al = 2 Ac ( Gc / Gw ) + Aw

Rigiditatea dupa fisurare: Kcr = 24 Ec Ic / h3 unde:

Aw ,Ac ,As – ariile efective ale zidariei de umplutura, stalpilor si aria transversala activa

Ew – modulul de elasticitate al zidariei de umplutura

Ec – modulul de elasticitate al betonului

Gw – modulul de elasticitate transversal al zidariei de umplutura

Gc – modulul de elasticitate transversal al betonului

Ic – momentul de inertie efectiv al panoului din zidarie

Ic – momentul de inertie efectiv al unui stalp

ft, w – efectul de torsionare in panoul din zidarie

fy – efortul transversal de cedare Modelul de calcul al cadrelor cu pereti de umplutura din zidarie a). calculul structurii la sarcini gravitationale fara considerarea peretilor structurii in cadre. b). calculul stucturii la actiuni seismice, fara conlucrarea cu peretii de umplutura, considerand masele acestora. c). calculul eforturilor in domeniul liniar – elastic ( primul stadiu ). Fractiunea din forta seismica preluata de structura este minima. Peretii sunt echivalati cu diagonale dublu articulate, cu aria sectiunii transversale: Ad, el = Cgol γ β a t / 1,2 cos2 α

unde: a, b, t – dimensiunile peretelui

d – lungimea diagonalei peretelui

β = a / b


113

1,2 – coeficient de forma

γ = Gp / Ep – raportul dintre modulul de elasticitate transversal si longitudinal al peretelui

γ = 0,25 – pentru pereti din zidarii ceramice si b.c.a.

γ = 0,40 – pentru pereti din zidarii din beton

α – unghiul dintre diagonala panoului si orizontala

Cgol – coeficient stabilit experimental, care tine seama de influenta golurilor in pereti si care este in functie de raportul ag / bg ( ag – latimea golului si bg – inaltimea golului ), conform S. V. Poliacov Cgol = 0,5 { 1 = 1,54 [ 1 – 0,25 ( 1 – ag / a )] bg / b } , cu conditiile:

- ag = 0,6 a si bg = 0,65 b , in caz contrar: Cgol = 0 ( peretii se neglijeaza )

- pentru pereti plini Cgol = 1. d). pentru stabilirea capacitatii portante a peretilor : Pp, lim = C Cgol a t Rf si a efortului axial in diagonalele echivalente : Nd, lim = Pp, lim / cos θ ; Rf – rezistenta de forfecare a zidariei si C – coeficient experimental in functie de β. - pentru zidarii din caramida plina sau cu goluri orizontale ( t ≥ 12,5 cm ) si b.c.a. ( t ≥ 19 cm ) 0,67 ≤ β ≤ 2 Pp, lim = 1,63 β ( 1 – 0,1 β ) Cgol a t Rf / ( β – 0,39 ) ; β = a / b

β > 2 Pp, lim = 2,9 Cgol b t Rf

β < 0,67 Pp, lim = 3,26 Cgol a t Rf - pentru zidarii de caramida cu goluri verticale (t ≥ 14 cm ): 0,67 ≤ β ≤ 2 Pp, lim = 1,63 β ( 1 – 0,1 β ) Cgol a t Rf

β > 2 Pp, lim = 2,34 Cgol b t Rf

β < 0,67 Pp, lim = 1,36 Cgol a t Rf e). se compara eforturile axiale limita cu eforturile axiale corespunzatoare in diagonalele echivalente: - daca Nd, lim < Pp,lim se reface calculul fara luarea in considerare a panourilor respective, sau se mareste capacitatea portanta a panourilor.


114

- pentru peretele cel mai solicitat – se va impune o rigiditate minima pentru diagonala Ad, lim = Cr Ad, el , in care Cr = 0,1 pentru pereti plini si Cr = 0,04 pentru pereti cu goluri. - la ceilalti pereti: Adi = Ad, lim ( Nd, lim / Nd )i / ( Nd, lim / Nd )min f). distributia rigiditatilor peretilor se face in concordanta cu valorile eforturilor axiale in barele diagonale corespunzatoare, pornind de la distributia rigiditatilor peretilor prin intermediul ariilor sectiunilor transversale ale diagonalelor echivalente prin aproximatii succesive. g). forta taietoare de calcul produsa de actiunea seismica este valoarea maxima dintre forta taietoare calculate conform punctului f). si relatiile de mai jos:

Axele teoretice ale diagonalelor

Tstalp

TriglaLatime efectiva

de conlucrare

a

Nd,el

W

d

P

d

b

b

h

l

a

Q

Qu

Qf

Q

QDz

Relatiereala

Relatieideala

Rz Dz

Fig. 2. 32


115

Tstalp = 0,7 Nd, el cos θ Trigla = ( 0,7 / β ) Nd, el cos θ 0,7 – coeficient de frecare intre zidarie si beton Pentru cadrele seismorezistente se poate considera relatia: Tcap, stalp = 0,09 Rb Astalp , simplificat rezultand forta orizontala totala: PT = Pstalpi + Ppanou Zidaria se considera ca sub actiunea sarcinilor seismice alternante se degradeaza, deci se neglijeaza si rezulta: Pstalpi = ( ∑ Mu

st, jos + ∑ Must, sus ) / ( h / 2 )

unde:

Must, jos – momente ultime de plastifiere a sectiunii stalpilor la partea de jos a

acestora Mu

st, sus – momente ultime de plastifiere a sectiunii stalpilor la partea de sus a acestora h – inaltimea libera a stalpilor Verificarea mecanismului de rupere Se va presupune o zona de plastifiere la baza sistemului, verificarea mecanismului de rupere din incovoiere generala se va face la nivelul parterului. Distributia de forte luata in considerare este aceea din modul fundamental de vibratie ( care ramane aceeasi pe tot timpul actiunii seismice ), forta taietoare de nivel, la baza, se confunda cu forta taietoare ultima a subsistemului. Forta Pu se distribuie in functie de rigiditatile initiale ale panoului de zidarie si a ramei de beton armat: Pu = Tz + Tst.


116

Z

Zona dearticulatie plastica

N1 N2

F1

Fi - 1

Fi

Fn

C

Pu

Fig. 2. 33 Pu 1 = { M / N [ ( N1 + AF1 σc ) ( 0,5 Ab Rb + AF2 σc )] l } / Z

- panouri seismorezistente Daca Tz < Pumax / 2 = Puz , schema de calcul este bine aleasa si se poate trece la verificarea nivelurilor superioare. Daca si acestea se verifica, se va intocmi diagrama P – δ. Daca Pz ≥ Puz si Tz < Puz, max , mecanismul de rupere poate aparea prin scurtarea stalpilor, care este un mechanism de rupere prin incovoiere. Se va face o o verificare a mecanismului de rupere din forta taietoare a stalpilor. Daca aceasta forta taietoare este mai mare decat Pu calculat pentru mecanismul de incovoiere a stalpilor, atunci cu Pu se verifica nivelurile superioare. Daca nu, se limiteaza Pu la valoarea rezultata din mecanismul de rupere din forta taietoare. Verificarea nivelurilor superioare se face numai in cazul in care valoarea Pu rezultata din mecanismul de scurtare a stalpilor este mai mare decat valoarea Pu rezultata din mecanismul initial de rupere din incovoiere generala. Daca Tz ≥ Puz – panoul sufera o degradare de rigiditate si rezistenta si se va face o noua ridistributie de forte intre panou si rama. Se face si verificarea ruperii panoului prin intermediul deformatiei la rupere δr . Daca δr este depasita, panoul de zidarie este scos din lucru.


117

Se face schimbarea mecanismului de rupere cu ajutorul caruia se determina o noua forta Pu . Aceasta se distribuie pe inaltime luand in consideratie aceeasi distributie ca cea folosita anterior. Cu fortele astfel obtinute se face verificarea nivelurilor superioare.

Z

Fi Fi Fi

Mu

MuN1 N2

Zona dearticulatie plastica C

F1

Fi - 1

Fn

Pu

Fig. 2. 34 Pentru subsistemele in care panourile inramate conduc la relatia: 0,50 Pumax ≥ Tcap, stalp ( cadre gravitationale sau panouri cu stalpisori si centuri din beton armat ) nu este necesara verificarea mecanismului prin scurtarea stalpilor. Pentru zidaria cu samburi si centuri din beton armat relatia de calcul a lui Puz este: Puz, max = Apanou ( Rt + 0,4 σ0 ) ; Puz = Pz, max / 2 Relatii pentru verificarea panourilor de zidarie - pentru cadre seismorezistente: 0,50 Puz, max < Tcap, stalp = 0,09 Rb Ab - pentru cadre gravitationale si pentru zidarii cu stalpisori si centuri din beton armat: 0,50 Puz, max ≥ Tcap, stalp Panouri din zidarie inramate – observatii privind comportarea acestora sub actiunea fortelor seismice Datorita cresterii deformatiei unghiulare a cadrului, zidaria incepe sa se desprinda din cadru in zonele de la extremitatile diagonalei intinse, panoul din zidarie ramanand in contact la extremitatile diagonalei comprimate.


118

Cu cat cadrul este mai rigid, cu atat este mai mare lungimea zonelor de contact la extremitatile diagonalei comprimate si corelat cu aceasta se mareste latimea diagonalei echivalente.La cadrele seismorezistente ruperea panoului se face aproape orizontal, stalpii cadrului se fisureaza pe zonele dintre colturile diagonalei comprimate si mijlocul stalpilor. Mecanismul de rupere este prin scurtarea stalpilor. La cadrele gravitaionale si peretii din zidarie intariti cu samburi si centuri din beton armat, ruperea panourilor se face pe diagonala, cu extinderea fisurilor la elementele verticale din beton armat. Zidaria din b.c.a., spre deosebire de zidaria din blocuri ceramice sau beton are o rupere cu caracter plastic, caracterizata printr-o progresie lenta a fisurarii. Cu cat raportul l / h al panoului de zidarie incadrat este mai mare cu atat tendinta de fisurare este de a se forma in lungul rosturilor orizontale. Fisurarea zidariei se produce incepand cu primul ciclu alternant al deplasarii. Pana la aparitia primei fisuri, panoul lucreaza ca un tot unitar, stalpii cadrului incarcandu-se mai putin decat zidaria. Pe masura dezvoltarii fisurilor in panoul de zidarie, cadrul are incarcarea tot mai mare. Si dupa rupere zidaria conlucreaza cu cadrul din beton armat, acesta impiedicand dezintegrarea ei. Ruperea zidariilor se face la compresiune excentrica, la eforturi principale de intindere si la fisurare. Primul tip de rupere are un caracter ductil, celelalte doua avand un caracter casant. Cea mai mare parte a energiei de deformatie este disipata la primul ciclu de incarcare. La panourile la care zidaria este alcatuita numai dintr-un parapet, fisurarea se produce in planul de contact cu stalpii. Mecanismul fisurarii zidariei alcatuita din parapet si spaleti consta in ruperi din eforturi de intindere si forfecare in spaleti si in stalpi pe zona spaletilor.

Fig. 2. 35


119

1.70m2.92m

Perete din zidarie Perete din zidarie consolidata

Perete din zidarie Perete din zidarie consolidata

1 5 10 15 1 5 10 15

H ( N ) H ( N )

Hd

d

d

500 500

( 10 m )( 10 m )- 3 - 3

Fig. 2. 36

Tabloul fisurilor

Tabloul fisurilor

- 60 - 40 - 20 20 40 60- 60 - 40 - 20 20 40 60

500

- 250

500

- 500 - 500

250250

- 250

H(kN)H(kN)

(mm)(mm)

Raspunsul histereticRaspunsul histeretic

Strivirea locala a zidariei in vecinatatea colturilor

Fisurarea prin tractiunein directia diagonalei

Mecanism de rupere prindeplasarea orizontala inlungul rostului

H

H

HH

HH

Fig. 2. 37


120

1.30m

2.90m

Perete din zidarie

Perete din zidarie consolidata

1 5 10 15

1 5 10 15

H(N)

H(N)

500

500

Perete din zidarie consolidataPerete din zidarie

(10 m )

(10 m )

d

d

- 3

- 3

Fig. 2. 38 2.2.7. PERETI PORTANTI DIN ZIDARIE DE CARAMIDA – ELEMENTE DE CALCUL PRIVIND CONSOLIDAREA ACESTORA PRIN CAMASUI - RE ( PLACARE ) CU BETON ARMAT α = 1000 ( α = e0 / R ) – caracteristica de elasticitate a zidariei armate

ε = 3 ‰ – deformatia postelastica limita pentru zidaria simpla

ε = 3,5 ‰ – deformatia postelastica limita pentru zidaria ce include elemente din beton armat in zona comprimata. Curba caracteristica a zidariei prezinta similitudini cu cea a betonului armat. Sectiunea neomeogena alcatuita din zidarie si beton se echivaleaza cu o sectiune omogena. Latimea echivalenta a sectiunii omogene este egala cu suma latimilor echivalente pentru fiecare strat component. bi, ech = bi ( Ri / R )

unde:

bi, ech – latimea echivalenta a stratului “ i “

bi – latimea efectiva

Ri – rezistenta la compresiune a stratului “ i “

R – rezistenta la compresiune a materialului de referinta, in raport cu care se face echivalarea


121

Curba caracteristica a zidariei

1,674 2,638 3,0 3,5

1

d / Rz

x

Fig. 2. 39 Calculul in sectiuni normale la compresiune excentrica, pentru sectiunea echivalenta ( conform STAS 10107 / 0 – 90 ): N = Ab Rc = ∑ Aai σai ; Mcap = - Sb Rc + N xG + ∑ Aai σai hi

unde:

Ai – aria zonei comprimate echivalente

Sb – momentul static al zonei comprimate in raport cu fibra extrema comprimata

σai – efortul dezvoltat in armatura I ( intinderea pozitiva ) Normativ P 85 – 96 : relatii de calcul in sectiuni inclinate:

Qcap = Qbz + 0,8 Aa0 Ra unde: Qbz – forta taietoare preluata de zidarie si beton

Aa0 – suma sectiunilor armaturilor orizontale intersectate de o fisura Conform Normativ P 85 – 96 , se prevad urmatoarele relatii pentru forta taietoare preluata de beton. - pentru zona A a peretelui structural: Qb = min ( 0,3 bhσ0 ; 0,6 bhRt )

- pentru zona B a peretelui structural: Qb = bh ( 0,7 Rt + 0,25 σ0 )


122

Pentru peretii din zidarie de caramida camasuiti ( placati ) cu beton armat, relatiile de mai sus devin: - pentru zona A a peretelui structural:

Qb = min ( 0,3 bechhσ0,ech ; 0,6 bbhRt,b + 0,3 bzhRt,z )

- pentru zona B a peretelui structural:

Qb,z = bechh ( 0,7 Rt,z + 0,25 σ0 ) ; σ0,ech = N / Aech Pentru pereti cu samburi si centuri din beton armat – in zona activa nu sunt samburi din beton armat, preluarea fortei taietoare este asigurata numai de zidarie. Se neglijeaza aportul talpii. Qz = 0,42 x bRp √ 1 + ( Rz / 2 Rp )

- pentru: Rz / Rp ≈ 12 , x = σ0 / R0 rezulta: Qz = 0,10 bzhσ0,ech z

σ0,ech z = N / Aech z

bz – latimea inimii

- pentru: Rz / Rp ≈ 12 , x = 0,2 h rezulta: Qz = 0,25 bzRp

Coeficientul de corectie pentru fortele taietoare, in conformitate cu Normativul P 85 / 96 este kQ = 0,1 n + 0,9.


123

CAPITOLUL CAPITOLUL CAPITOLUL CAPITOLUL IIIIIIIIIIII

METODE DE INVESTIGARE PENTRU CLADIRI CU

PERETI PORTANTI DIN ZIDARIE AFECTATE DE

CUTREMURE PUTERNICE


124

3.1. GENERALITATI Structurile de rezistenta ale cladirilor civile si industriale sunt afectate de agentii fizici si chimici, ca urmare a actiunii exterioare a acestora. Actiuni fizice Aceste actiuni se intalnesc in mod frecvent la suprastructura cladirilor. Actiunile fizice apar ca urmare a proceselor tehnologice, incendiilor, exploziilor sau a unor fenomene naturale. Se intalnesc fenomene de degradare a otelurilor prin electrocoroziune, indeosebi in prezenta unor medii umede sau chimice favorabile, fenomene de degradare a betoanelor si otelurilor datorita temperaturilor mari, fenomene de inghet – dezghet etc. Cele mai frecvente si mai importante actiuni asupra structurilor de rezistenta ale cladirilor sunt actiunile mecanice atat datorita proceselor tehnologice de exploatare cat si a fenomenelor naturale. Actiunile mecanice importante provenite din exploatarea constructiilor sunt urmatoarele:

• actiuni dinamice variabile transmise direct sau indirect structurilor de rezistenta ( vibratii, socuri )

• actiuni mecanice care afecteaza structurile de rezistenta ca urmare a

frecarilor si uzuri

• degradarea caracteristicilor fizico – mecanice ale terenurilor de fundare, ca urmare a infiltratiilor de ape mai mult sau mai putin agresive din punct de vedere chimic la nivelul fundatiilor

• interventii necalificate asupra unor elemente ale structurii de rezistenta,

modificari a structurii de rezistenta

• explozii, incendii, inundatii si alte actiuni ca urmare a unor accidente din exploatare

Actiuni chimice Aceste actiuni sunt intalnite la constructiile industriale, in special la cele din industria chimica si petrochimica, sau la cele din mediul marin. Ca urmare a actiunii agentilor chimici sunt afectate de coroziune betonul, otelul, zidariile, iar terenurile de fundare sunt degradate.


125

Factori climatici si actiuni ca urmare a fenomenelor naturale:

• cutremure de pamant ( seisme )

• alunecari de teren

• inundatii

• vanturi puternice, zapezi 3.2. METODE DE INVESTIGARE Metodele de investigare pentru structurile de rezistenta ale cladirilor se pot grupa astfel: E1 – metode de evaluare calitativa. E2 – incercari nedistructive pentru stabilirea caracteristicilor mecanice ale materialelor. E3 – masuratori dinamice pe ansamblul constructiei. E4 – studii geotehnice pentru determinarea caracteristicilor terenului de fundare. E5 – metode de calcul ( analitice ) pentru evaluarea capacitatii de rezistenta si stabilitate a constructiilor: E2a – metode de calcul curente

E2b – metode de calcul static post – elastic

E2c – metode de calcul dinamic post – elastic 3.2.1. METODA E1 – EVALUAREA CALITATIVA A STRUCTURILOR In cartea tehnica a constructiei se gasesc toate datele necesare efectuarii analizei calitative a structurilor. Evaluarea calitativa a structurilor de rezistenta consta in urmatoarele analize: A). Alcatuirea constructiei si identificarea structurii de rezistenta In situatia in care imobilul are documentatia ( proiectul de arhitectura si rezistenta ), se verifica daca alcatuirea constructiva a cladirii corespunde cu datele din proiectul de executie. Cu aceasta ocazie se poate stabili daca s-au facut modificari constructive la cladirea respectiva.


126

In cazul in care nu exista proiect de executie, sau proiectele sunt incomplete, se vor intocmi relevee, pe baza masuratorilor constructiei, a decopertarilor locale si a sondajelor efectuate in acest scop. In documentatie sunt prezentate prin memoriile tehnice calitatea materialelor utilizate, exigentele si conditiile de executie ale cladirilor, urmand ca in cadrul Metodei E2 – incercari nedistructive, sa se confirme caracteristicile mecanice ale acestor materiale. Daca in proiectele de executie sau in proiectele existente nu sunt prevazute caracteristicile materialelor, acestea urmeaza a fi determinate prin incercari nedistructive. Numarul de elemente incercate si numarul de determinari pe element trebuie sa permita stabilirea caracteristicilor medii ale materialelor respective. In analiza cladirii respective se vor culege date cu privire la natura terenului de fundare si caracteristicile acestuia mentionate in studiul geotehnic. In cazul in care nu exista studiu geotehnic, acesta urmeaza a se efectua conform Metodei E4. B). Intocmirea releveelor de degradari si avarii Pozitionarea degradarilor si a avariilor se face pe planurile generale ale cladirii, sau in cazul in care acestea nu exista se vor pozitiona pe planurile rezultate in urma releveelor efectuate. Pe planuri se vor face descrieri ale degradarilor si / sau a avariilor respective. In urma analizei releveelor de degradari si avarii pe ansamblul structural al cladirii se poate face o orientare generala privind starea fizica si comportarea in exploatare a acesteia. Dupa modul, forma de degradare si / sau avariere a elementelor structurale se poate stabili care au fost actiunile ce au condos la afectarea structurii de rezstenta a cladirii, sau ponderea fiecarei actiuni in cazul combinatiilor acestora. In cadrul tezei sunt cuprinse desene, schite, copii dupa fotografii cu degradari tipice diferitelor tipuri de actiuni ( cutremure, coroziune, contractii ale betoanelor, etc. ). C). Identificarea lucrarilor de interventie asupra cladirii Principalele lucrari de interventie: - modificari structurale: consolidari, supraetajari, schimbarea sau modificarea sistemului constructiv


127

- modificari nestructurale: schimbarea pozitiei peretilor neportanti, schimbarea solutiilor de alcatuire a unor subansambluri constructive ( pardoseli, tavane false ) - schimbari de destinatie: modificarea incarcarii utile in cadrul unei incaperi sau a intregii cladiri D). Identificarea principalelor evenimente exceptionale Principalele evenimente exceptionale suportate de cladire in timp prin intermediul structurii de rezistenta sunt cutremurele, explozile, incendiile, socuri mecanice, etc. E). Analiza solutiilor constructive mentionate in standarde In cadrul normelor de proiectare a cladirilor exista niste masuri minime constructive care implica comportarea ductila a acestora in exploatare, mai ales in cazul actiunilor exceptionale. Analiza solutiilor constructive se face din urmatoarele puncte de vedere:

- alcatuirea constructiva de ansamblu a cladirii

- alcatuirea elementelor structurale

- caracteristicile minime ale materialelor utilizate

- incarcarile si eforturile maxime admise pentru elementele structurale

- mecanismul de cedare al structurii, pozitia zonelor plastice

- conditiile minime pentru rezistenta si stabilitatea elementelor

- influenta elementelor nestructurale asupra rezistentei si stabilitatii de ansamblu a cladirii

- solutiile de fundare si infrastructura cladirii, avand in vedere caracteristicile terenului de fundare stipulate in studiul geotehnic

- modul de protectie al elementelor structurale la actiunea mediilor agresive chimic, va – riatii de temperatura, incendii, umiditate, vibratii cauzate de diferite utilaje F). Stabilirea abaterilor privind dimensiunile geometrice Abaterile privind dimensiunile geometrice si cele rezultate din modul de executie ( calitatea lucrarilor ) sunt urmatoarele: - abateri de la liniaritate, verticalitate, orizontalitate, axarea elementelor structurale si a ansamblului structural. - abateri de la calitatea executiei privind realizarea elementelor structurale pentru: zidarii


128

( teserea caramizilor in ziduri ; teserea intersectiilor de pereti din zidarie ; marimea asizelor intre caramizi ), betoane ( existenta betoanelor compacte, fara segregari ; existenta si grosimea stratului de acoperire cu beton a armaturilor ), armaturi ( pozitionarea corecta a armaturilor in elementele structurale ; respectarea lugimilor de petrecere ( jontare ) a armaturilor. G). Stabilirea altor metode de investigare Aceste metode sunt in functie de clasa de importanta a constructiei, sistemul structural al cladirii, perioada in care a fost executata cladirea, rezultatele analizei calitative. H). Masuri de interventie imediate Aceste masuri se stabilesc prin note de santier, intocmite de catre un expert tehnic atestat, urmand sa se realizeze un proiect de consolidare pe baza specificatiilor mentionate in expertiza tehnica. Proiectul de consolidare intocmit de catre proiectant este supus aprobarii expertului tehnic atestat. 3.2.2. METODA E2 – INCERCARI NEDISTRUCTIVE PENTRU STABILIREA CARACTERISTICILOR MECANICE ALE MATERIALELOR Aceasta metoda este aplicata de catre laboratoare de incercari autorizate, si se efectueaza pentru materialele care fac parte din elementele structurii de rezistenta a cladirii. Materialele principale sunt: caramida, mortarul, betonul, armaturile. 3.2.3. METODA E3 – MASURATORI DINAMICE PE ANSAMBLUL CON - STRUCTIEI Cladirile cu structura de rezistenta afectata de cutremure sau alti agenti distructivi, sufera modificari prin diminuarea rezistentei si stabilitatii elementelor structurale, care duce la modificarea sistemului structural intr-o masura greu de controlat. Prin efectuarea masuratorilor dinamice pe ansamblul constructiilor se stabilesc pe cale experimentala caracteristicile dinamice ale constructiilor respective. Aceasta metoda consta in inregistrarea raspunsului structurilor la agitatia microseismica permanenta, functie de care se stabilesc caracteristicile dinamice proprii, utilizand factori de corectare in vederea obtinerii raspunsului la miscari caracteristice cutremurelor. Determinarea caracteristicilor proprii ale constructiilor Parametrii care caracterizeaza din punct de vedere dinamic o structura sunt:


129

- caracteristicile inertiale

- rigiditatea

- amortizarea Tehnica experimentala folosita pentru determinarea caracteristicilor structurilor se bazeaza pe ipoteza ca actiunea microseismica este un process aleator stationar, avand un spectru de banda larga. Structurile supuse unor astfel de excitatii vor raspunde in toate modurile proprii de vibratie. Structurile se modeleaza dinamic similar unor console cu mase concentrate la nivelurile planseelor si cu amortizare discreta in dreptul acestor mase. In baza principiilor de mai sus pentru constructii se poate determina:

- perioadele proprii ale constructiilor

- formele proprii ale constructiilor

- capacitatea de amortizare

- deplasarile relative de nivel

- interactiunea teren – structura Identificarea caracteristicilor dinamice ale structurilor se face dupa urmatoarea metodologie:

- se inregistreaza raspunsurile structurilor la actiunea agitatiei microseismice permanente si a vantului

- punctele de inregistrare ale oscilatiilor sunt in centrul de torsiune al

suprafetei fiecarui planseu ( pe nivel ) si la extremitatile planseelor, la fiecare nivel al cladirii

Determinarea perioadelor proprii de oscilatii de tranzitie si torsiune Inregistrarile miscarilor microseismice se realizeaza in domeniul timp care nu sunt intotdeauna semnificative si de aceea este necesara prelucrarea inregistrarilor in domeniul frecventelor. In acest fel se pot identifica perioadele proprii corespunzatoare modurilor superioare de vibratie. Prelucrarea in domeniul frecventelor consta in folosirea transformatei Fourier pentru analiza frecventelor componente ale raspunsurilor structurilor si identificarea frecventelor proprii. Un semnal functie de timp x( t ), inregistrat pe banda magnetica, poate fi transformat in domeniul frecventelor cu transformata Fourier:


130

∞ X(f) = ∫ x (t) e-2¶Ift df -∞ X(f) – este transformata in domeniul frecventelor a semnalului x ( t )

f – frecventa

i = √ - 1 Semnalul x(t) poate fi reconstruit prin transformarea inverse, astfel: ∞ x(t) = ∫ X(f) e-2¶Ift df -∞

Aceste relatii se pot exprima astfel: X(f) = F[x(t)] ; x(t) = F-1[X(f)] se numesc transformatele Fourier. X(f) - este o functie complexa continand atat amplitudinea cat si faza fiecarei componente de frecventa f │X(f)│ - este spectrul de amplitudini al semnalului x ( t ) Determinarea formelor proprii de vibratie Formele proprii de vibratie se determina pe baza analizei Fourier a semnalelor inregistrate in domeniul timp. Componentele vectorilor proprii Фj ai structurii sunt de forma coeficientilor: Фij = │Xi (fj)│/ ││Xi (fj)│ Semnul vectorilor proprii este dat de produsul: X1 (fj) Xi (fj) In cazul structurilor care nu raspund numai pe modul fundamental, pentru identificarea formei proprii se foloseste inregistrarea simultana ( in domeniul timp ) a deplasarilor la cele n nivele ale cladirii. Determinarea capacitatii de amortizare a constructiei Estimarea amortizarii vascoase echivalente se poate obtine din spectrele Fourier ∆fi utilizand metoda latimii de banda.


131

Fractiunea din amortizarea critica ce corespunde modului “ i “ este: ξi = ∆fi / 2fi , unde ∆fi - este latimea de banda ( Hz )

- masurata la 1 / √ 2 din amplitudinea │X (fi)│ Astfel se pot determina fractiunile din amortizarea critica pentru oricemod de vibratie. Pentru modelele cu 1GLD , fractiunea din amortizarea critica “ ξ “ se poate determina din expresia functiei de autocorelatie: Ryy ( ζ ) = A [ cos ωD + ( ξ / ( 1 – ξ2 ) sin ωD ζ ] e – ξωζ Anvelopa acestei functii este asemanatoare cu cea de la vibratiile libere ale unui sistem cu 1GLD care are o fractie din amortizarea critica “ ξ “. Metodele prezentate dau indicatii asupra domeniilor in care se afla valorile amortizarii si nu ofera valori precise asociate modurilor proprii considerate. Determinarea deplasarilor relative de nivel Deplasarile relative de nivel se stabilesc folosind inregistrarile deplasarilor absolute ale fiecarui nivel xi (t). ∆ xi, i+1 (t) = x i+1 (t) – xi (t) Odata cu cunoasterea deplasarilor relative de nivel, se pot face aprecieri importante privind rigiditatile de nivel ale constructiei respective. Interactiunea teren structura Obtinerea de date pentru interactiunea dintre teren si structura se poate face cu ajutorul captorilor montati in exteriorul cladirii si in subsolul cladirii. Efectul rotirii fundatiilor pe teren se pune in evidenta prin inregistrarea simultana a oscilatiilor verticale in doua puncte diametral opuse, situate la extremitatile cladirii pe directia analizata. Aparatura necesara determinarilor experimentale Inregistrarea si prelucrarea datelor cu privire la obtinerea caracteristicilor dinamice ale constructiei analizate se face cu aparatura complexa.


132

Aparatura este compusa din captori de viteze de tip Ranger model SS – 1. Acestia au frecventa proprie de 1 Hz si sunt amortizati la o fractiune de amortizare critica ξ = 0,70. Conditionatoarele de semnal amplifica, filtreaza, inregistreaza sau deriveaza semnalul introdus si prelucreaza semnalele primare. Inregistrarile semnalelor se face pe hartie sau pe banda magnetica. Aceste inregistrari permit prelucrarea semnalelor in domeniul frecventelor, fara operatii de digitalizare. Prelucrarea inregistrarilor se face intr-un lant de prelucrare a datelor cu urmatoarele tipuri de aparate: analizoare spectrale, corelatoare in timp real, inregistratoarele X – Y, sisteme de redare simultana pe mai multe canale a inregistrarilor in domeniul timp, dispozitive “ suma – diferenta “. Investigatii dinamice experimentale Cladirea CEC, Calea Victoriei, Nr. 13, Bucuresti – Investigatii experimentale efectuate in perioada ianuarie – aprilie 1996, de catre un colectiv condus de Prof. Univ. Dr. Ing. Mihail Ifrim, Doctor Honoris Causa al U. T. C. B. – Expert Tehnic si Verificator Proiecte atestat M. L. P. A. T. – Presedinte de Onoare al Asociatiei Romane de Inginerie Seismica. Obtinerea de date instrumentale s-a facut cu ajutorul unui inregistrator seismic digital ADS 2016 echipat cu un bloc de senzori ( traductor acceleratie – tensiune ) tip SKB 1. Functionarea este asigurata de catre un micro - ordinator ce asigura interfata cu utilizatorul prin intermediul unei tastaturi, cuplarea seriala necesara transmiterii informatiei inregistrate, sau setarea parametrilor de functionare se poate face de la distanta. Inregistrarea accelerogramelor s-a efectuat pe trei directii: longitudinala,transversala si verticala. Inregistrarea raspunsului dinamic efectiv al structurii este in domeniul timp, exprimat in acceleratii absolute, si prin prelucrarea accelerogramelor sau obtinut spectrele Fourier de amplitudine. Miscarile seisimice produse in luna ianuarie ( 30.01.1996 ; ora 06:38:50 ) au fost inregistrate. Cutremurul a avut focarul situate in zona Vrancea, adancime cca. 120 km, magnitudinea de cca. 5o pe scara Richter. In paginile urmatoare sunt redate: - valorile maxime ale raspunsului dinamic determinate experimental – esantioane 1 ÷ 20. - esantion 5 - inregistrari

- spectre Fourier


133

- esantion 20 - inregistrari

- spectre Fourier Concluzii Influentele vibratiilor transmise din trafic si din activitatea santierului invecinat, la care s-au executat sapaturi delimitate de pereti mulati, la adancimi de 10 ÷ 15 m , nu sunt semnificative atat asupra activitatii umane cat si componentelor structurale ale cladirii. Inregistrarile in exclusivitate a accelerogramelor miscarii seismice din 30.01.1996 cu un inregistrator amplasat intr-o cladire, constitue o inregistrare inginereasca unica in Municipiul Bucuresti. In anexa prezentei lucrari sunt prezentate:

- pozitia statiei de inregistrare si directiile de masurare a vibratiilor

- valorile maxime ale raspunsului dinamic determinate experimental

- inregistari instrumentale efective exprimate in acceleratii absolute

- spectre Fourier de amplitudine

- inregistrari instrumentale efective exprimate in acceleratii absolute 3.2.4. METODA E4 – STUDII GEOTEHNICE PENTRU DETERMINAREA CARACTERISTICILOR TERENULUI DE FUNDARE Prin intermediul studiilor geotehnice, se stabilesc caracteristicile terenului de fundare. Terenul de fundare – este portiunea din scoarta terestra din zona de suprafata influentata de incarcarile transmise de constructie. In cazul fundatiilor pentru constructiile civile, conditiile fundamentale care trebuiesc respectate sunt: 1. Conditia de limitare a deformatiilor _ ∆ ≤ ∆

∆ – deformatia reala ( efectiva ), calculata de proiectant in functie de natura te – renului de fundare ( de deformatia terenului ). Calculul tasarii presupune cu – nostinte referitoare la deformabilitatea pamanturilor


134

_ ∆ – reprezinta deformatia admisibila impusa de normativele in vigoare. Este data in tabele diferentiat in functie de tipul constructiei si de structura ei de rezistenta Tasarea constructiei ( ∆ ) Tasarea constructiei ( ∆ ) intereseaza pe proiectant atat ca valoare absoluta cat si ca neun iformitate a ei. Neuniformitatea tasarii este legata de uniformitatea incarcarii, dar in special de uniformitatea comportarii sub incarcare a terenului de fundare.

Foraj( F1 )

Foraj( F2 )

argila prafoasa

mal

nisip

pietris

Fig. 3. 1 Tasarea diferentiata se datoreaza compresibilitatii diferite a stratelor. O diferenta de tasare mare intre stalpii constructiei poate sa conduca la eforturi suplimentare de care nu s-a tinut seama la proiectare si poate conduce la degradarea constructiei. In norme sunt limitate diferentele de tasare. Tasarea neuniforma se poate datora si incarcarii neuniforme.


135

rost de tasare

scaderea nivelului panzei freatice

Fig. 3. 2 Prezenta vegetatiei sau in general orice operatie de scadere a nivelului panzei freatice duc la tasari cu deschideri de fisuri pe diagonala pentru constructie.


136

2. Calcularea presiunii efective in gruparea speciala cea mai defavorabila p’ef ≤ pcr

p’ef – presiunea efectiva in gruparea speciala cea mai defavorabila pcr – presiunea critica a terenului de fundare Daca aceasta conditie nu este indeplinita se poate pierde rezistenta terenului. Studiile geotehnice trebuie sa cuprinda urmatoarele: - Stratificatia terenului din amplasament: STAS 1243 / 74 ; STAS1917 / 73 - Compozitia granulometrica: STAS 1913 / 5 – 74 - Limitele de plasticitate: STAS 1913 / 4 – 76 - Umiditate: STAS 1913 / 1 – 75 - Greutatea volumetrica: STAS 1913 / 2 – 76 ; STAS 1913 / 15 – 75 - Compresibilitatea: STAS 8942 / 1 – 71 ; STAS 2942 / 3 – 75 - Rezistenta la forfecare: STAS 8942 / 2 – 73 - Rezistenta la compresiune ( monoaxiala, triaxiala ): STAS 8942 / 6 – 75 - Principii generale de calcul: STAS 3300 / 1 – 85 - Calculul terenului de fundare in cazul fundarii directe: STAS 3300 / 2 – 85 - Normativ pentru proiectarea si executarea lucrarilor de fundatii directe la constructii: P 10 – 86 - Normativ pentru proiectarea structurilor de fundare directa: NP 112 – 04


137

CAPITOLUL IVCAPITOLUL IVCAPITOLUL IVCAPITOLUL IV

DEFICIENTE SI DEGRADARI ALE STRUCTURILOR

DE REZISTENTA LA CLADIRI. METODE DE CALCUL PENTRU

ELEMENTELE STRUCTURALE CONSOLIDATE


138

ASPECTE GENERALE Cladirile cu structura de rezistenta din zidarie portanta au fost realizate in perioada 1880 – 1965, acestea avand urmatoarele destinatii: locuinte, cladiri social – administrative, scoli, muzee, cinematografe, sali de teatru. Ca si constructii industriale se pot aminti: hale, cosuri de fum, castele de apa ( GES Boldesti Scaieni, Combinatul de Produse Sodice Ocna Mures, Combinatul Chimic Fagaras ). Cladirile dupa modul de alcatuire a structurii de rezistenta se pot clasifica astfel: A). Cladiri cu structura de rezistenta din pereti de zidarie simpla si plansee si grinzi din lemn Acest tip de sistem structural a fost folosit la cladirile realizate pana in anii 1940. Ca si regim de inaltime acestea au subsol, parter si 1 ÷ 3 etaje. Fundatiile acestor cladiri sunt realizate din zidarie de caramida plina, zidarie de caramida si piatra sau din piatra. La zidirea acestor blocuri s-a folosit mortar de var. Peretii sunt realizati din zidarie de caramida plina, mortarul folosit fiind mortar de var sau de var – ciment. Plansele sunt alcatuite din grinzi de lemn si elemente de umplutura. B). Cladiri cu structura de rezistenta din pereti de zidarie intariti cu elemente metalice si plansee din elemente metalice Acest tip de sistem structural a fost folosit la cladirile monumentale, realizate inainte de 1940. Peretii acestor cladiri sunt realizati din zidarie de caramida plina, avand inglobati elemente metalice de tipul coloanelor sau pilastri. Aceste elemente sunt legate la partea superioara cu arce sau grinzi metalice la nivelul planseelor, avand un rol important prin sporirea capacitatii de rezistenta si stabilitate a structurii la incarcari seismice. Pentru zidirea blocurilor de caramida s-a folosit mortar de var sau var – ciment. C). Cladiri cu structura de rezistenta din pereti de zidarie simpla si plansee din beton armat Cladirile cu acest tip de sistem structural au fost realizate in perioada 1930 – 1950, atat in orase cat si in zonele rurale. Fundatiile sunt realizate din beton simplu sau beton slab armat.


139

Peretii sunt realizati din caramida plina, mortarul folosit fiind de var – ciment.

Plansele acestor cladiri sunt alcatuite din beton armat monolit. D). Cladiri cu structura de rezistenta din pereti de zidarie intariti cu stalpisori, centuri din beton armat si plansee din beton armat Acest tip de sistem structural se intalneste la blocurile de locuinte si cladiri social - administrative realizate dupa anul 1950. Fundatiile sunt realizate din beton simplu sau beton slab armat. Peretii sunt realizati din caramida plina, intariti cu stalpisori si centuri din beton armat, mortarul folosit fiind de var – ciment, marca M10, M25. Plansele acestor cladiri sunt alcatuite din beton armat monolit sau elemente prefabricate, in special fasii cu goluri. E). Cladiri cu structura de rezistenta din pereti de zidarie din b.c.a. intariti cu stalpisori, centuri din beton armat si plansee din beton armat Acest tip de sistem structural este intalnit la cladirile cu un numar redus de niveluri, maxim S+P+2E, avand destinatia de locuinte familiale sau cladiri social – administrative in zonele rurale. Fundatiile sunt realizate din beton simplu sau beton slab armat. Peretii sunt realizati din caramida eficienta in combinatie cu b.c.a, intariti cu stalpisori si centuri din beton armat, mortarul folosit fiind de var – ciment, marca M10, M25. Plansele acestor cladiri sunt alcatuite din beton armat monolit sau elemente prefabricate, in special fasii cu goluri. Calculul de rezistenta pentru acest tip de structuri este destul de laborios, intrucat comportarea cladirilor cu structura de rezistenta din zidarie la actiuni seismice difera foarte mult in functie de alcatuirea structurala a acestora ( prezentata mai sus ), de forma si dispunerea in plan a elementelor structurale, de calitatile fizico – mecanice ale materialelor, de deficientele de alcatuire structurala, etc. Verificarea prin calcule simple, conform celor prezentate in Capitolul 2 al acestei lucrari, se considera ca se impune a fi necesar, desi unele rezultate pot diferi mult fata de un calcul mai exact. Inginerul constructor proiectant obtine o imagine generala a capacitatii de rezistenta mai usor de urmarit prin metodele de calcul simplificat. Solutiile de consolidare se stabilesc tinand seama de urmatoarele aspecte principale:


140

- starea generala de eforturi pe ansamblul structural

- starea de eforturi in elementul structural analizat

- starea fizica generala a elementelor structurale

- starea fizica a elementului structural analizat

- sistemul structural al cladirii

- solutia constructiva adoptata pentru fiecare element structural

- posibilitatea de imbunatatire a comportarii de ansamblu a structurii la actiunea incar – incarcarilor gravitationale si a celor produse de seisme

- posibilitatea punerii in practica a solutiilor de consolidare propuse

- criterii economice

- durata de executie a lucrarilor de consolidare si reparatii aferente

4.1. DEFICIENTE DE ALCATUIRE STRUCTURALA Principalele categorii de deficiente si degradari sunt urmatoarele: 1). Din punct de vedere al alcatuirii structurale Cladiri cu elemente in plan dispuse deficitar din punct de vedere al preluarii sarcinilor seismice orizontale. Aceasta consta in faptul ca distanta dintre centrul maselor si centrul de rigiditate al peretilor structurali pe fiecare nivel al cladirii este mare, fapt ce conduce la eforturi suplimentare importante in elementele portante datorita efectului de torsiune generala.

B

Tci

Tco

Tco

y'

Tc1 Tci

y

X'1 Xi

X'g

X'i

ex1ex2

X'a

L

CRCM

Sy

Sx

y'a

yi

y'i

ey1

ey2

x

x'

CM - Centrul MasicCR - Centrul de Rigiditate

Fig. 4. 1


141

Excentricitatile intre CR si CM ( inclusiv cele aditionale conform P 100 / 92 ):

ex = ex1 + ex2 ey = ey1 + ey2

ex2 = 0,05 L ey2 = 0,05 B In cazul adoptarii unor solutii de consolidare, acestea trebuie astfel alese astfel incat excentricitatile ex si ey sa se reduca. 2). Din punct de vedere al alcatuirii in parte a fiecarui perete structural Panouri de pereti portanti lamelari – fara intarituri pe cele doua laturi verticale. Pentru peretii cu lungimea L > 2 H , lungimea de flambaj se stabileste astfel:

- capat superior fix: lf = H

- capat superior deplasabil: - o singura deschidere: lf = 1,5 H

- mai multe deschideri: lf = 1,25 H

- capat superior deplasabil: lf = 2 H Conform STAS 10109 / 1 – 82 , pentru caracteristica de elasticitate α = 1000 si α = 750 , coeficientii de zveltete sunt: λ = lf / i Conform Normativului P 2 / 85, anexa 1, lungimea de flambaj a peretilor este data de relatia: lf = kh0

1,00

0,90

0,80

0,70

0,60

0,50

0,40

0,30

0,20

0,10

0,5 1 2 3

h0

k

h0

a

b

c

Fig. 4. 2


142

a – perete cu ambele laturi verticale libere

b – perete cu o latura vertucala libera

c – perete cu ambele laturi verticale fixate La constructiile vechi cu pereti din zidarie portanta unde au avut loc modificari in timp, din punct de vedere al compartimentarilor si nu numai, un defect de executie se considera acela ca talpile panourilor nu sunt legate corespunzator de pereti sau sunt legate necorespunzator. Alta deficienta intalnita o constitue zidirea incompleta a golurilor existente sau teserea necorespnzatoare a intersectiilor de pereti.

panouri de perete

lipsa tesereintre panouri

gol umplut cu zidarie

rama usa ; lipsa tesere intreumplutura si perete existent

pereti din zidarie existenti

vedere in plansectiune

Fig. 4.3. 3). Plansee care nu asigura efectul de saiba rigida In aceasta categorie intra planseele realizate cu grinzi din lemn sau din metal simplu rezemate pe peretii din zidarie sau cele din elemente prefabricate din beton armat, care nu au o suprabetonare armata. Pentru a asigura efectul de saiba rigida, planseele trebuie sa indeplineasca urmatoarele conditii:

- sa fie plane, orizontale

- sa nu fie slabite excesiv de goluri orizontale ( sa aiba capacitatea de a prelua sarcinile orizontale de tip seismic, ca diafragme orizontale rezemate pe peretii din zidarie )


143

4). Pereti fara centuri, cu sectiunea orizontala redusa in zona de rezemare simpla a planseelor La cladirile executate inainte de anul 1960, nu se gasesc centuri din beton armat la nivelul planseelor, iar grinzile din planseu reazema simplu pe peretii din zidarie, acestia fiind slabiti la nivelul fiecarui planseu datorita golurilor necesare pentru realizarea rezemarilor.

Perete Caramizidislocate

Grindalemn

Pardoseala

Grindalemn

Tencuialatavan

Perete dinzidarie

Vedere in Plan

Sectiune

Fig. 4. 4 5). Cladiri cu pereti portanti din zidarie, fara centuri si stalpisori din beton armat Cladirile cu structura de rezistenta alcatuita din pereti din zidarie de caramida, care nu au centuri si stalpisori din beton armat, se comporta nesatisfacator la actiunea sarcinilor seismice. Centurile si stalpisorii din beton armat asigura inramarea panourilor din zidarie, avand rolul de preluare a eforturilor de intindere si de reducere a eforturilor sectionale de forfecare. Datorita faptului ca rezistentele de calcul la forfecare ( Rf ), la intindere din incovoiere ( Rti ), la eforturi principale de intindere ( Rp ) sunt reduse ( in comparatie cu cele la compresiune – circa 10% din rezistenta la compresiune R ), normativele prevad imbunatatirea si ridicarea capacitatii de rezistenta prin intermediul centurilor si stalpisorilor din beton armat.In Normativul P2 / 85 sunt indicate pozitiile stalpisorilor si centurilor din beton armat, ca si conditie constructiva.


144

6). Lipsa buiandrugilor din beton armat in dreptul golurilor de usi si ferestre La cladirile executate pana in anul 1960, buiandrugii sunt executati din lemn, metal, bolti din zidarie de caramida sau beton armat rezemati necorespunzator.

Goluri fara buiandrugi

Fig. 4. 5 Pentru preluarea eforturilor de la colturile golurilor de usi si ferestre existente in panourile de zidarie portanta, golurile respective se limiteaza la partea superioara cu buiandrugi din beton armat. Lungimea de incastrare a buiandrugilor in peretii din zidarie trebuie sa fie mai mare decat: a ≥ 25 cm , a ≥ grosimea peretelui. Lungimea de incastrare a buiandrugului in peretele de zidarie: a = 2 Qv / bRstr , in care v = 1 + √ 1 + 1,5 ( Rstr b c / Q ) Q ≤ Rstr a b / ( 6 l0 / a + 1 ) , in care Rstr = R √ Ac / Astr ≤ 2 l

unde:

R – rezistenta de calcul la compresiune a zidariei

Ac – aria suprafetei conventionale de calcul la strivire

Q – rezultanta incarcarii de calcul pe buiandrug ( grinda de cuplare )

b – latimea buiandrugului ( a grinzii de cuplare )

e0 – excentricitatea rezultantei Q in raport cu mijlocul lungimii de incastrare:

e0 = c + a / 2


145

c – distanta intre punctual de aplicatie al rezultantei Q la fata peretelui

hb – inaltimea buiandrugului, hb ≥ 1/5 l , l – lumina golului

b – grosimea buiandrugului, care va fi egala cu cea a peretelui in mm

a/2

la

bAstr Ac

a/2

a/2

b/2

b/2

b

b<2d b<2d

d

b/2

b/2

d c

Rstr

Q

zid

Elemente din zidarie solicitate la compresiune locala ( strivire )

Fig. 4. 6 7). Deplasari ale panourilor din cadrul unui perete, abateri ale axei panourilor de perete fata de axul teoretic vertical Abaterile minime admise la dimensiuni si verticalitate ale peretilor din zidarie sunt prevazute in STAS 10109 / 1 – 82 , tabelul 21. Aceasta deficienta se intalneste in deosebi la peretii interiori.

planseu

abatere de laplaneitate

abatere de la verticala

abatere de laverticala

dezaxare

portiune de cadru lacare panoul din zidarie

nu este impanat

Fig. 4. 7


146

Abaterile minime admise sunt: - dimensiunea peretilor: + 6 mm ; - 8 mm - grosime pereti = 25 cm

+ 10 mm ; - 10 mm – grosime pereti > 25 cm

- la goluri in pereti: + 20 mm ; - 10 mm – dimensiuni gol > 100 cm

- la dimensiuni verticale: + 20 mm ; - 20 mm – pentru un etaj

+ 50 mm ; - 50 mm – pentru intreaga cladire

- planeitatea peretilor: 3 mm / m

- coaxialitatea peretilor suprapusi: + 10 mm / etaj

+ 30 mm / pe intreaga cladire 8). Deficiente de alcatuire a peretilor structurali In alcatuirea peretilor structurali, pe langa deficientele de geometrie a planului peretelui mai pot aparea: - marca caramizilor si marca mortarului, trebuie sa se inscrie in marcile minime prevazute in Normativele si STAS -urile in vigoare. Din punct de vedere constructiv, calitatea materialelor este in functie de regimul de inaltime al cladirii, clasa de importanta a cladirii si de zona seimica de calcul a amplasamentului. - teserea corespunzatoare a blocurilor de caramida in alcatuirea zidului. Lungimea de petrecere, lpetrecere , trebuie sa respecte raportul: lpetrecere / h = 0,4 ( minim ), in care h este inaltimea caramizii. - abaterile privind dimensiunea rosturilor intre caramizi, trebuie sa se incadreze in limetele de mai jos:

- rosturi orizontale: + 5 mm ; - 2 mm

- rosturi verticale: + 5 mm ; - 2 mm

- rosturi ( zidarii aparente ): ± 2 mm - abaterile fata de orizontala a suprafetelor superioare ale fiecarui rand de caramizi: admis 2 mm / m cel mult 15 mm / lungime de zid. - rosturile verticale intre caramizi umplute incomplet

- caramizi cu un grad ridicat de defecte: ciobituri, crapaturi, deformari


147

9). Lipsa legaturilor de ancorare a panourilor din zidarie de stalpisorii si centurile din beton armat ce la inrameaza Ancorarea panourilor din zidarie de stalpisorii din beton armat se face prin intermediul unor bare, avand dimensiunile 2Ф6 OB 37 / l = 120 cm , montate din 60 cm in 60 cm ( asiza ) pe inaltimea zidului.

2Ø6 OB37 a b

ab

a

b

ab

Ø 6 / OB 37 , l = 120 cm

Ø 6 / OB 37 , l = 120 cm

40 Ø

40 Ø

40 Ø

mustati de ancoraj

perete din zidarie

stalpisor dinbeton armat



perete din zidarie

perete din zidarie

perete din zidarie

perete din zidarie

ancorarea in camp ancorarea intersectiilor ancorarea colturilor Fig. 4. 8 4.2. DEGRADARI LA CLADIRILE CU STRUCTURA DE REZISTENTA DIN ZIDARIE 1). Fisuri si crapaturi in peretii structurali datorita actiunii seismice Fisurile apar datorita eforturilor principale de intindere, cat si a tendintei de forfecare in rost orizontal. Fisurile sunt in principal in forma de “ X “ , localizate in parapetii de zidarie de sub golurile de ferestre si in spaletii de zidarie dintre golurile de ferestre.


148

A A

A-A

B B

B-B2

1

12 1

22

1 - caramizi supuse la eforturi mari de intindere si forfecare2 - fisuri in peretii din zidarie

fisuri

fisuri

directia

de

miscare

a

terenulu

i

Fig. 4. 9 2). Degradarea pilastrilor stalpilor din solicitari de compresiune centrica sau excentrica cu excentricitate mica, cu sau fara pierderea stabilitatii Tipul acesta de degradare se intalneste la constructiile din zidarie sustinute gravitational de pilastrii ( stalpi sau spaleti cu latimea mica din zidarie de caramida ), care au sarcini axiale foarte mari. Stalpii au coeficient de flambaj redus, astfel incat se distrug prin compresiune centrica.


149

H H

N N

Ø = 1

Ø = 1 Ø = 1

Ø

Ø

a). capat superior fix b). capat superior liber ( deplasabil )

H / 3

H / 3

H / 3

H / 2

Variatia coeficientului de flambaj pe inaltimea elementului de zidarie, cu rezemari diferite la capatul superior Fig. 4. 10

3). Degradari din compresiune excentrica a peretilor, spaletilor din zidarie Degradarile constau in fisurarea consolei formata pe laturile verticale extreme, formandu-se fisuri inclinate din intindere de o parte si de cealalta a consolei. Aceste tipuri de degradari se intalnesc la diafragmele zvelte ( inguste si inalte ), actionate de sarcini seismice semnificative.

Lp

Fig. 4. 11


150

4). Degradari datorate impingerii boltilor in peretii verticali Aceste tipuri de degradari se produc in peretii verticali de sustinere, cat si in cei transversali de la capetele boltilor.

Fig. 4. 12 5). Fisuri si crapaturi in pereti si plansee, ca urmare a unor accidente – tip explozii Datorita presiunii exercitate pe plansee in urma unei explozii, peretii sunt actionati perpendicular pe planul lor, la momente incovoietoare mari, avand tendinta de a se disloca in exterior.

Fig. 4. 13


151

6). Degradari in peretii portanti din zidarie, ca urmare a practicarii unor goluri in zone de concentrare a eforturilor, sau datorita executiei de slituri pentru instalatii

Zona de concentrare a eforturilor

Slituri in peretii din zidarie

Fig. 4. 14 Aceste degradari se produc in momentul montarii tubulaturii pentru instalatiile electrice si / sau a conductelor pentru instalatiile de apa si incalzire. Practicarea de slituri in peretii portanti de zidarie este periculoasa, intrucat micsoreaza sectiunea diafragmei in dreptul lor. 7). Degradari produse de vibratii produse de utilaje sau de traficul rutier greu Cladirile situate pe marginea arterelor de circulatie cu trafic greu sau halele industriale care adapostesc utilaje tehnologice cu functionare in regim dinamic, sunt supuse actiunii vibratiilor mecanice. Mortarul folosit la executia zidariilor, fiind un material compozit cu rezistenta si comportare elastica redusa, supus vibratiilor pentru o perioada indelungata, se de -gradeaza atat in ceea ce priveste marca, cat si cu privire la aderenta acestuia la blocurile de caramida. In functie de natura terenului de fundare din amplasament si de perioada proprie de oscilatie a constructiei respective, sarcinile dinamice produse de vibratiile solului sau a utilajelor tehnologice sunt amplificate.


152

8). Degradari ale peretilor portanti din zidarie ca urmare a actiunii umezelii sau a unor substante chimice

parte din zidariein buna stare

parte din zidarieafectata

parte din zidariedesprinsa

Fig. 4. 15 Acest fenomen este intalnit la cladirile cu subsoluri inchise, neaerisite, sau avand hidroizolatia diafragmelor subsolului degradata. Actiunea substantelor chimice ( vapori, gaze, lichid ) este intalnita in combinantele industriei chimice, indeosebi la cele pentru ingrasaminte sau la constructiile situate intr-un mediu umed excesiv sau mediu marin. Cu cat calitatea caramizilor este mai inferioara si cu cat marca mortarului este mai slaba, cu atat aceste fenomene sunt mai puternice. Caramizile se distrug prin dezintegrare ( transformarea lor intr-un praf umed ), iar mortarul prin pierderea calitatilor fizice si mecanice. 4.3. ACTIUNI MECANICE – TIPURI DE DEGRADARI ALE PERETILOR STRUCTURALI DIN ZIDARIE 1). Ruperea in scara prin rost

TSu – forta taietoare ultima care conduce la acest stadiu de rupere ζumediu = ( 1 / k ) √ Rtp ( Rtp + σ0 ) Rtp – rezistenta zidariei la eforturi principale de intindere in scara prin rost k – coeficient functie de forma sectiunii TSu = ζumediu BH ; σ0 = N / A


153

fisura

N

TUS

L

Fig. 4. 16 2). Ruperea prin lunecare in rost orizontal

- actiuni statice: TLu = ( BH / k ) ( Rt + fs σ0 ) - actiuni dinamice: TLu = N fd / k Rt – rezistenta zidariei la forfecare in sectiuni cu rosturi continue fs = 0,7 - coeficient de frecare la actiuni statice fd = 0,5 - coeficient de frecare la actiuni dinamice

N

TUL

H

Fig. 4. 17


154

3). Ruperea din incovoiere prin distrugerea zonei comprimate in sectiunea cea mai solicitata TMu = Mr / Z

Mr – momentul incovoietor ultim capabil

Z – pozitia rezultantei ( pe inaltimea cladirii ) a fortelor seismice , in modul fundamental de vibratie CL = min (TSu ; TLu ; TMu ) – capacitatea de rezistenta la forte laterale

N

TUM

Mr

T

d 0

fisura din incovoiere zona comprimata

Llw

hw

Fig. 4. 18 Modul de rupere al zidariilor in combinatia eforturilor de forfecare si compresiune – conform A. J. Kappos

(+) (-)

tgf =m

f

fws0

d n d n n

fwt = fjt

( I )( II )

( III )

fwc

i

Fig. 4. 19


155

Modul de comportare al peretilor in functie de dimensiunile acestora ( tip consola simpla ) supusi la actiunea fortelor orizontale de tip seismic ( conform nodului neozeelandez ): λ = H / D ; β = Z / H = 0,667

lw lw

hw

hw

lw

hw

lw

a).hw / lw > 2,0

b).1,0 < hw / lw < 2,0

c).hw / lw < 1,0

Fig. 4. 20 Model de fisurare al peretilor strucurali cu goluri cu spaleti ductili

cedare

Dy

Dp

Dp

deplasare

inaltime cedare

finala

Fig. 4. 21


156

Model de fisurare pentru pereti cuplati care preiau eforturi de tip moment incovoietor

T C

inaltim

e

momente

diagrama moment pereti cuplati

diagrama moment pereti simpli

Fig. 4. 22 Modele de fisurare a spaletilor dintre goluri in peretii de zidarie

fisuri

fisuri

directia

de

miscare

a

terenulu

i

Fig. 4. 23


157

Mecanisme si tipuri de rupere a panourilor din zidarie incadrata cu stalpisori si centuri din beton armat

S

S S S

S S

H

H

Fig. 4. 24 Modele de cedare ale peretilor din zidarie incadrati cu stalpisori si centuri din beton armat La peretii din zidarie cu H / L = 1 , sub incarcarile orizontale de tip seismic alternante, apare mai intai fisura diagonala – la prima solicitare peste capacitatea de rezistenta in stadiul elastic, apoi aparand fisura pe cealalta diagonala si in continuare dezvoltandu-se fisuri gemene, odata cu degradarea rigiditatii laterale. La peretii cu H / L = 2 , prima fisura apare la partea superioara a panoului, apoi dezvoltandu-se in restul panoului.

Fig. 4. 25


158

Modele de cedare pentru panourile din zidarie cu H / L < 0,6 Fisurile se dezvolta la 45o de la colturi, continuandu-se cu o linie orizontala in zona centrala a panoului.

N

H S

H

N2 N2

Fig. 4. 26 Modele de fisurare pentru panourile din zidarie cu goluri inramate cu stalpisori si centuri din beton armat

50

MT MT

lolc

MB

MM

Fig. 4. 27


159

Modele de cedare a panourilor din zidarie de caramida consolidate prin placare (camasuire ) cu beton armat Fisurile la panourile din zidarie de caramida astfel consolidate devin mai fine, mai dese si uniform distribuite.

zidarie simpla zidarie simplazidarie armata zidarie armata

Fig. 4. 28

4.4. RELATII PENTRU CALCULUL PERETILOR DIN ZIDARIE DE CARA - MIDA CONSOLIDATI PRIN PLACARE ( CAMASUIRE ) CU BETON ARMAT Consolidarea peretilor din zidarie de caramida se poate face, utilizand una din urma – toarele solutii: - pereti din zidarie consolidati cu stalpisori si centuri din beton armat

- pereti din zidarie consolidati prin placare ( camasuire ) cu beton armat

e

s / Rcs / Rz

Curba caracteristica s - epentru zidarie

Curba caracteristica s - e pentru beton

e0 01,674 2,638 3,0 3,5 1,33 2,0 3,5

ss

Fig. 4. 29


160

Consolidarea peretilor cu inaltime mare ( H / L > 2,5 ) Sectiunea neomogena alcatuita din zidaria de caramida si beton se echivaleaza cu o sectiune omogena, avand latimea egala cu suma latimilor echivalente ale fiecarui strat de material component si se calculeaza cu relatia: bi, ech = bi ( Ri / R ) bi, ech – latimea echivalenta a stratului “ i “ , care are latimea bi

Ri – rezistenta la compresiune a stratului “ i “

R – rezistenta la compresiune a materialului de referinta in raport cu care se face e - chivalarea, echivalarea se face in raport cu caracteristicile mecanice ale zidariei Relatiile de calcul pentru sectiuni normale la compresiune, conform STAS 10107 / 0 – 90 , transformate sunt: N = Ab Rc – ∑ Aai σai

Mcap = Sb Rc + N xg + ∑ Aai σai hi Ab – aria zonei comprimate, echivalenta

Sb – momentul static al zonei comprimate in raport cu fibra extrema comprimata

σai – efortul dezvoltat in armatura “ i “ ( pozitiv – pentru intindere )

hi – distanta de la armatura “ i “ la fibra extrema comprimata Relatiile de calcul pentru sectiuni inclinate, conform Normativului P 85 / 96 sunt:

Qcap = Qbz + 0,8 Aao Ra Qbz – forta taietoare preluata de zidarie si beton

Aao – suma sectiunilor armaturilor orizontale intersectate de o fisura la 450 , inclusiv armatura din centuri Conform P 85 / 96 :

- pentru zona A a peretelui structural: Qb = min ( 0,3 bhσ0 ; 0,6 bhRt )

- pentru zona B a peretelui structural: Qb = bh ( 0,7 Rt + 0,25 σ0 ) In cazul consolidarii prin placare ( camasuire ):

σ0, ech = N / Aech ; aria totala a sectiunii peretelui nu numai cea a inimii


161

- se recomanda afectarea aportului zidariei cu un coeficient al conditiilor de lucru m = 0,5 , cu privire la contributia zidariei la preluarea fortelor taietoare

- relatiile devin:

zona A : Qbz = min ( 0,3 bech h σ0, ech ; 0,6 bb h Rtb + 0,3 bz h Rtz )

zona B : Qbz = 0,7 bb h Rtb + 0,35 bz h Rtz + 0,25 σ0, ech In cazul consolidarii cu stalpisori si centuri din beton armat, preluarea fortei taietoare este preluata numai de zidarie. Se neglijeaza aportul talpilor, se corecteaza valoarea “ x “ pentru diagrama caracteristica a zidariei armate. Qz = 0,42 x b Rp √ 1 + Rz / 2 Rp - pentru: Rz / Rp ≈ 12 ; x = σ0 / Rz

Qz = 0,10 bz h σ0, ech in care σ0, ech = N / Aech, z - pentru: Rz / Rp ≈ 12 ; x = 0,2 h

Qz = 0,25 bz h Rp - pentru zidariile consolidate cu stalpisori si centuri din beton armat se va utiliza: Qz = min ( 0,10 bz h σ0, ech ; 0,25 bb h Rp ) Eforturi sectionale de dimensionare Peretii structurali preiau in totalitate fortele seismice. Valorile de dimensionare “ Q “ ale fortelor taietoare la pereti conform Normativului P 85 / 96 , se determina cu relatia: 1,5 Qs ≤ Q ≤ KQ ω Qs ≤ 4 KQ Qs Qs – fortele taietoare din incarcarile seismice de calcul

KQ – coeficient de corectie a fortelor taietoare, constant pe inaltimea peretelui 1,2 ≤ KQ = 1 + 0,003 n ≤ 1,5 – valori descoperite

se propune relatia: KQ = 0,1 n + 0,9


162

Consolidarea peretilor scurti ( H / L < 1,5 ) Peretii cu inaltime medie ( H / L = 1,5 ÷ 2,5 ) au o comportare asemanatoare cu cea a peretilor scurti, la actiunea sarcinilor seismice. Indicele de intensitate “ n “ al efortului axial “ σ “ are valorile: 0,5 < n = N / b h0 Rc < 0,7 Factorul de forfecare “ Kt “ se calculeaza cu relatia: Kt = M / Q L Q – forta taietoare

L – inaltimea sectiunii transversale a peretelui ( h0 )

H – inaltimea etajului Mecanismele de cedare ale peretilor scurti la actiunea fortelor seismice sunt: - prin “ intindere diagonala “ ca efect a eforturilor principale de intindere

- prin “ forfecare in rosturi orizontale “ Ambele moduri de cedare sunt de tip fragil, neductil. Relatii de calcul Qnec, c = Qnec, t - Qm

unde:

Qm = { Aa.o.m, min [ h / H, 1 ] + Aa.v, min [ h / H, 1 ]} 0,5 Ra

Qnec,c,b = 0,707 Rtc h Σ { bci }

Aa.o.c, nec = Qnec, c.a. / { 0,8 Ra min ( h / H, 1 ) + ( h / H ) min ( H / h, 1 ) }

Aa.v, nec = Aa.o, nec h / H

c – camasuiala ; m – miez ; t – total ; o – orizontal ; v – vertical

Rt – rezistenta la intindere a betonului

Ra – rezistenta de calcul a armaturii

bci – grosimea stratului “ i “ de placare ( camasuire )


163

Fisurile sunt considerate la 45o Factorul de crestere al sigurantei structurale “ KNS “ in urma efectuarii placarii ( camasuirii ) cu beton: KNS = Rnou / Rvechi

unde:

Rnou – nivelul de siguranta al structurii consolidate

Rvechi – nivelul de siguranta al strucurii degradate ( afectate ) Prin consolidare structura trebuie sa posede o capacitate mai ridicata de disipare a energiei induse de seisme, decat structura initiala: HL Econs ≥ Einitial ; E = ∑ [ ∫ ML dΦL ] ; L = 1, 2, ……. w 0 HL – lungimea elementului

ML – momentul incovoietor

ΦL – curbura elementului L

w – numarul total de elemente structurale Fortele taietoare capabile ale peretilor ” i “ la nivelul “ j “ in stare initiala:

Qi, j = 1,5 ∑ ( b h Rtv )ij Fortele taietoare necesare la nivelele “ j “ ale structurii consolidate:

Qj, nec = KNS ∑ Qij ; i = 1, 2, …… n Fortele taietoare capabile la nivelele “ j “, ale peretilor ce nu se consolideaza:

Qnj, cap = Kd ∑ ( b h Rtv )sj ; s = 1, 2, …….. p Fortele taietoare ce revin placarilor ( camasuirilor ) “ gi “ :

Gi = Qc, j, nec / [ c Kc Rtn ( ∑ hi ) ]j ; i = p+1, …….. n

unde: b, h – latimea si inaltimea sectiunii transversale de beton

Rtv , Rtn – rezistentele de calcul al e betonului vechi, nou - placare

Kd – factor mediu de degradare, pentru betonul vechi – Kd = 0,7


164

p – numarul peretilor ce nu se consolideaza

Kc – coeficient al conditiilor de lucru: Kc = 0,50 - pentru zona A de perete

Kc = 0,75 - pentru zona B de perete Dimensionarea armaturilor placarilor ( camasuirilor ) la pereti Kt = M / ( Q ho ) – factorul de forfecare Kg = Hm / Bm – factorul de aspect geometric unde:

M, Q – momentul incovoietor si forta taietoare asociata peretelui

h0 , Bm – inaltimea utila, respectiv totala a sectiunii transversale a montantului sau a peretelui “necuplat“, fara goluri mari sau mijlocii

Hm – inaltimea totala a peretelui

t1 = 1,5 ( 1 + be / Bm ) sau g1 = 1 + be / Bm

t2 = 3,0 ( 1 + be / Bm ) sau g2 = 1 + be / Bm

be – latimea evazarii celei mai lungi aripi de talpa / bulb ( pentru montantii T , I ) In functie de acesti parametrii se intalnesc urmatoarele tendinte de cedare:

S N

a). cedare din forfecare


165

S

S

N

N

s 1

s 2

1,30 m

2,90 m

Perete din zidariePerete din zidarie consolidat

b). cedare din intindere diagonala c). cedare din incovoiere

Tendinte de cedare la pereti structurali

Fig. 4. 30 - tendinta de cedare din forfecare ( fragila – neductila ):

k1 < t1 sau kg < g1 - tendinta de cedare din intindere diagonala ( fragila – semiductila ):

t1 ≤ k1 ≤ t2 sau g1 ≤ kg ≤ g2 - tendinta de cedare din incovoiere ( ductila ):

k1 > t2 sau kg < g2 Calculul conectorilor Aa1 = [ N – Aa Ra ] / [ 0,8 n Ra ] Aa1 – aria armaturii tip conector ( se repartizeaza uniform pe inaltimea nivelului )

Aa – armatura concentrata de la capatul sectiunii

N – forta axiala

n – numarul de niveluri al cladirii

Ra – rezistenta de calcul a conectorilor


166

Constructiv: Aa1 = 0,7 cm2 / m2

Φmin., gol conector = 5 cm sau 0,25 b ( inima peretelui existent ) Armaturile orizontale ale placarilor ( camasuirilor ) cu beton armat Acestea se determina pentru fortele taietoare asociate momentului incovoietor ultim, tinand seama ca armaturile longitudinale existente, participa la preluarea acestuia cu ∆M . ∆M = ma ∑ Aav, i ha, i Ra in care ma = 0,8 Qas, c = [ 1 + (∆M / Mu )] Qas - pentru peretii scurti: ∆Qas = [ ∆M / Mu ] Qas

Aao = Qas / 0,8 Ra - armaturi orizontale

Aao, s = ∆Qas / 0,8 Ra

indicele “ s “ se refera la barele suplimentare din peretii scurti


167

CACACACAPITOLUL VPITOLUL VPITOLUL VPITOLUL V

SOLUTII CU PRIVIRE LA CONSOLIDAREA

ELEMENTELOR STRUCTURALE ALE CLADIRILOR


168

GENERALITATI Consolidarea cladirilor cu structura de rezistenta din zidarie de caramida, se face pe baza unui proiect de consolidare a ansamblului cladirii, care va tine seama de urmatoarele: - releveu al avariilor suferite de toate elementele cladirii, de-a lungul timpului

- rezultatele incercarilor de laborator asupra materialelor folosite

- intocmirea unei expertize tehnice pe ansamblul cladirii, de catre un expert tehnic, din care sa rezulte atat gradul de asigurare la actiunea seismica cat si solutii pri – vind consolidarea cladirii

- intocmirea unui proiect de consolidare care sa tina seama de solutiile impuse de expertiza tehnica, si insusit de catre expertul tehnic 5.1. CONSOLIDAREA FUNDATIILOR Consolidarea fundatiilor din punct de vedere al tehnologiei de excutie, se va realiza in pasi succesivi de circa 1,20 m in lungul fundatiei sau in sah. Consolidarea fundatiilor din zidarie de piatra cu beton si profile laminate pentru ancoraj, prin injectare cu mortar de ciment sau silicat de sodiu

6

54

3

2

2

1Nota:

1. fundatie existenta2. beton de consolidare3. perete din zidarie4. ancora din otel beton5. cota initiala de fundare6. cota finala de fundare


169

1

4 2

5

2

5

3

3

Nota:

1. fundatie existenta2. beton de consolidare3. profile metalice de con- solidare4. ancora din otel beton5. gol umplut cu mortar de ciment dupa montarea profilelor metalice6. perete din zidarie

6

3

41

2

5

Nota:

1. fundatie existenta2. injectare cu mortar de ciment sau silicat de sodiu3. perete din zidarie4. izolatie hidrofuga5. decoperta in vederea realizarii consolidarii

1

22

3

4

5

Nota:

1. fundatie existenta2. tuburi pentru injectarea tarului de ciment3. teren stabilizat4. directia mortarului de ciment injectat5. perete din zidarie

Fig. 5. 1


170

Consolidarea fundatiilor prin camasuire cu beton armat

1

2

33

Nota:

1. fundatie existenta2. fisuri in talpa fundatieiexistente3. camasuiala cu beton armat4. suprafata laterala a fundatiei, pregatita prin buceardare, curatire in vederea consolidarii5. perete din zidarie6. sant creat in perete pentru incastrarea camasuielii

4

65

4

1

2

3

4

5

6

Nota:

1. fundatie existenta2. consolidare cu beton armat3. gol injectat cu mortar de ciment4. ancora din otel beton5. suprafata laterala a fundatieipregatita, prin buceardare, curatire in vederea consolidarii6. sant creat in perete pentru incastrarea camasuielii 7. perete din zidarie

7

2

Fig. 5. 2


171

5.2. CONSOLIDAREA PERETILOR PORTANTI DIN ZIDARIE DE

CARAMIDA

Consolidarea peretilor din zidarie de caramida care prezinta fisuri se poate face prin camasuirea ( placarea ) intregului perete, tiranti, prin injectare cu mortar fluid de ciment, introducerea de stalpisori si centuri din beton armat la colturi, intersectii sau in campul peretilor din zidarie. Camasuirea ( placarea ) peretilor din zidarie se va realiza prin montarea de panouri din plasa sudata ( STNB Φ 6 / 10 x 10 ) pe ambele fete ale peretelui si acoperirea acestora cu un strat de mortar de ciment ( M 50 ) aplicat cu pompa de mortar, care umple atat fisurile, cat si gaurile prin care s-au introdus agrafele. Operatia de camasuire ( placare ) va fi precedata de indepartarea caramizilor sfaramate, a tencuielii, curatirea rosturilor prin periere, suflare cu aer si spalare a peretelui respectiv.

15 - 20 cm

15 - 20 cm

AA

1 A

A

3

A - A11

23

15 - 20 cm

A - ANota:

1. plasa sudata2. tencuiala din mortar de ciment3. agrafe de legatura

Fig. 5. 3 – Repararea fisurilor izolate


172

1

1

2Nota:

1. bare de armatura2. injectii cu mortar

60CM dincolo de zonadegradatamin

min80

35 ... 40 cm

35 ... 40 cm

75 cm

75 cm

1

2

Nota:

1. traseu fisura2. scoabe din otel beton

60 cmmin

~ 75 cm

90 cm

min

90

agrafe

AA

150 cm , minim

10

10

L = 100 ÷ 120 cm

90 cm , minimmin

Fig. 5. 4 – Consolidarea peretilor din zidarie


173

2

21

Ø 4 / 10 x 10 cm ; L = 100 cm 1

Nota:

1. plasa sudata2. gauri armate

Fig. 5. 5 – Consolidarea peretilor din zidarie la colturi si intersectii

1

3

2

Nota:

1. gaura umpluta cu mortar de ciment2. scoaba din otel beton3. tencuiala din mortar de ciment

Fig. 5. 5 – Consolidarea peretilor din zidarie fisurati


174

5.3. CONSOLIDAREA PLANSEELOR DIN BETON ARMAT MONOLIT Consolidarea planseelor din beton armat monolit se face in functie de gravitatea avariei intalnite in cadrul cladirii si pentru marirea capacitatii portante a acestora: - suprabetonare, in cazul in care betonul prezinta fisuri puternic deschise sau dislocari - injectare cu rasini epoxidice, in cazul fisurilor cu deschidere maxima de 3 mm pe intreaga grosime a placii - chituire cu pasta de ciment si aracet, in cazul fisurilor nepatrunse si avand deschidere de maxim 1 mm - cu profile metalice fixate la partea superioara sau inferioara Consolidarea scarilor se face de la caz la caz, prin: suprabetonare, refacerea si consolidarea la podest, introducerea unor stalpi. Consolidarea planseelor din beton armat monolit prin suprabetonare

2 46

3

25

Det. A

1

46

3

5

1

Detaliul ANota:

1. planseu existent din beton armat monolit2. pereti din zidarie3.suprafata planseului pregatita in vederea suprabetonarii4. armatura ( plasa sudata )5. ancora din otel beton6. suprabetonare

Fig. 5. 5


175

Consolidarea planseelor din beton armat monolit cu profile metalice fixate la partea superioara sau inferioara

1 1

2 2

3

3

2

4

5

6

6

51

38 10

9

7

5

6

5

6

7

1

1

2

2

1-1

2-2 11

11

Nota:

1. planseu din beton armat monolit2. pereti din zidarie3. bare din profile laminate cuplate4. gol in perete pentru montarea profilelor metalice5. piesa metalica pentru suspendarea planseului, fixata prin sudura6. placute metalice pentru fixarea profilelor metalice7. placa metalica de rezemare a profilelor metalice8. gaura data in planseu pentru fixarea structurii metalice9. lacas pentru pozarea placutelor metalice10. beton pentru inglobarea structurii metalice11. noul nivel al pardoselii

12

2 2

2

3

3 344 6

11

11

5

5

54 4 4

3

3

3-3

1

Nota:

1. planseu din beton armat monolit2. pereti din zidarie3. profile laminate pentru consolidare4. suport din cornier5. suruburi pentru fixarea suportului6. legatura intre planseul de beton si structura metalica de consolidare7. noul nivel al tavanului

7 7

Fig. 5. 6


176

5.4. CONSOLIDAREA PLANSEELOR DIN LEMN Ancorarea grinzilor din lemn de peretii din zidarie exteriori si pozitia tirantului in lungul zidului

1

2

34

56

10

98

7

400...600

400

50 150 150 50

Nota:

1. grinda din lemn existenta2. tencuiala tavanului3. portiune din pardoseala care se desface pentru montarea si fixareaancorelor ( circa 50 cm latime )4. gaura in perete prin care se in -troducerea tirantului5. brida de ancorare din otel( 50 x 8 mm )6. traversa verticala de ancoraj dinotel lat ( 50 x 10 ... 12 mm )7. pana de strangere din otel lat( 30 x 10 ... 12 mm ) 8. portiune din tencuiala care sedesface pentru montarea tirantului9. tirant metalic ( F 20 ... 25 mm )10. suruburi pentru lemn

1

2

400400

30

.30

h=210

.30

~600

2

4

13 60...100

11

2

Nota:

a). rezemarea grinzii din lemnpe peretii din zidarie

b). solidarizarea grinzilor pa-ralel cu peretii

1. grinzi din lemn2. ancora din otel lat (50x6 mm)3. talpa de rezemare4. mortar de ciment cu aracet

Nota:

1. tirant metalic ( F 20 ... 25 mm )2. brida pentru asigurarea continuitatiide ancorare transversala, din otel lat( 50 x 8 mm )

a). b).

Fig. 5. 7


177

Variante de tiranti pentru ancorarea si readucerea zidariilor la pozitia initiala

1

23

4

5

30

5 20

200

400...600

cordon sudura

25 50

75

67 1

400...600

8

9

110

500...700

otel lat 50 x 8 ... 10 mm

Nota:

1. tirant ( F 20 ... 25 mm )2. cordon de sudura3. pana de strangere din otel ( 30x10...12 mm )tesita trapezoidal4. puncte de sudura dupa baterea penei5. traversa verticala din otel lat ( 50x10...12 mm )6. traversa de ancorare din doua piese de otellat 50x10, indoit in forma de x7. otel lat ( 50x8...10 mm )8. capetele tirantilor filetate invers9. piesa pentru strangerea tirantilor10. profil U sau placa de otel 250 x 250 x 10 mm

Fig. 5. 8


178

Cladiri cu structura de rezistenta din zidarie de caramida afectate

de cutremurul din 04.03.1977


179


180

CAPITOLUL VICAPITOLUL VICAPITOLUL VICAPITOLUL VI

INREGISTRARI SI INVESTIGATII EXPERIMENTALE


181

6.1. SEISMICITATEA TERITORIULUI ROMANIEI A). Generalitati Cutremurele care se manifesta pe teritoriul Romaniei sunt de doua tipuri:

- cutremure crustale (de suprafata) : Banat, Fagaras, Podisul Moldovei, Maramures

- cutremure subcrustale (intermediare) : Vrancea : 70 ≤ HF ≤ 300 km

Zona Vrancea Zona Vrancea prezinta o activitate seismica regulata, in care apar asa zisele cutremure “ persistente “ cu o adancime a focarului: HF = 70 ….. 200 km

26

o

45

27

o

46

paralele meridiane

Zona Vrancea

Fig. 6. 1

Mai jos sunt prezentate cele mai semnificative cutremure vrancene: Data Magnitudinea Richter Adancimea focarului

10 nov. 1940 MR = 7,4 HF = 145 km

04 mar. 1977 MR = 7,2 Inregistrat la statia seismica INCERC , SMAC Japan

HF = 95 km

31 aug. 1986 MR = 7 HF = 133 km

30 mai 1990 MR = 6,7 HF ≈ 90 km

31 mai 1990 MR = 6,1 HF ≈ 79 km


182

Inregistrari ale cutremurlui din 04.03.1977 – Bucuresti

N - S

a ( t )

N - S

ao

0

N - S

amax = 0,20 g

perioadapredominanta

timp

To = 1,5 sec

E - W

a ( t )

E - W

amax = 0,16 g

0

E - W

ao

To = 1,0 sec

timp

v

a ( t )

v

amax = 0,10 g

0 timp

Fig. 6. 2 – t* ≈ 15 sec. ; t* - durata semnificativa


183

Amplasament Bucuresti

HR

vs

Suprafata libera

Roca de baza

vs = 650 m/s

Fig. 6. 3 B). Analiza seismica a structurilor Relatia Actiune – Sistem – Raspuns

A → S → R modelare Accelerograma din amplasament

uo ( t )

timp

Fig. 6. 4


184

Spectrul Fourier al accelerogramei

ai

ai

ao

To Ti Ti

identificarea componenteipredominante

Fig. 6. 5 Modelare sistem 1 G. L. D. ( grad de libertate dinamica ) Asocierea intre: - caracteristica inertiala ( masa m )

- caracteristica disipativa ( c – coeficient de amortizare vascoasa )

- caracteristica elastica ( δ – coeficient de flexibilitate ; k – coeficient de rigiditate )

m

x ( t )coordonata dinamica

coef. de flexibilitated

1

kcoef. de rigiditate

Fig. 6. 6


185

depl. absoluta mo ( t ) + x ( t )

depl. transport mo ( t )

depl. relativa x ( t )

m m m

kc

Forta seismica

Forta taietoarede baza

F ( t )

F ( t )

Forta deinertie

m0 ( t )

depl. de corprigid ( transport )

pozitieinstantanee

A S R

Fig. 6. 7 C). Spectre seismice de raspuns Reprezentarea grafica a valorilor maxime ale raspunsului seismic, exprimat in D. R. Max. , V. R. Max. , A. A. Max. , corespunzator unui numar nelimitat de sisteme cu 1 G. L. D. ( caracterizate prin perioade proprii si fractiuni din amortizare critica ), supuse unui cutremur unic: ü0 ( t )

( 1 ) ( 2 ) ( i ) ( n )................... ...................

T1n 1T2n 2

Tin i

Tnn n

timp

mo ( t )

Fig. 6. 8


186

Reprezentarea grafica

Svaloare spectrala( D, V, A )

Ti

Si

T ( sec. )perioada proprie

n 2

n i

n n

n 1

Fig. 6. 9 Configuratii caracteristice ale spectrelor seismice de raspuns

n = 0,03( 3 % )

n = 0,05( 5 % )

n = 0,10( 10 % )

n = 0,20( 20 % )

S. D.

S. D.( T, 5% )

S. D.( T, 20% )

0 1 2 3 T ( sec. )T


187

Fenomen de amplificare seismica( rezonanta cu caracter tranzitoriu )

S. V.

T ( sec. )0 1 2 3

To Perioadapredominanta

3 %

5 %

10 %

20 %

5 %

10 %

20 %

0 1 2 3

S. A.

T ( sec. )

To

mo, max

3 %


Perioadapredominanta

mo, max

T = 0

E I = w

Fig. 6. 10


188

S. A.

T ( sec. )0 1 2 3

California

0 < To < 0,8 sec.

S. A.

T ( sec. )1 2 30

Vrancea / Bucuresti

0,8 < To < 2,0 sec.

S. A.

T ( sec. )0 1 2 3

Mexico City

To > 2,0 sec.

Fig. 6. 11


189

Spectre de acceleratii absolute


Perioadapredominanta

3 %

5 %

10 %

20 %

0 1 2 3

S. A.

Timp ( sec. )

To

mo, max

mo, max

mo ( t )

mo, max

0 timp

Structura perfectrigida( str. indeformabila )

S. A. ( N - S )

N - S

mo, max = 0,20 g

( 1,5 - 1,7 ) sec.To T

n = 0,05 ( 5 % )

0

Spectre S. A. Bucuresti04.03.1977

S. A. ( E - W )

To ( 0,9 - 1,0 ) sec. T

E - W

m0, max = 0,16 g

n = 0,05 ( 5 % )

0

Fig. 6. 12


190

Bucuresti04.03.1977

California

Mexico - City

E - W

N - S

1

2

3

4

5

n S. A. ( n = 0,05 )

To 1 sec. 2 sec. 3 sec. T0 Fig. 6. 13 D). Conceptul de forta seismica

Forta seismica

( Forta de inertie )

F(t)

mck

Q = m g

mo ( t )

w = / k / mn = c / ccrccr = 2 / m k

Fig. 6. 14


191

Forta seismica instantanee: F ( t ) = m a ( t ) = m [ ü ( t ) + x ( t ) ] = m ( A. A. I. ) F = Fmax = ׀ F ( t ) ׀max = m ( A. A. I. = S. A. ) = m S. A. F = m S. A. t S. A. = ( 1 / ω ) I ∫ ü0 ( t ) e – ν ω ( t – ζ ) sin ω ( t – ζ ) dζ I max 0

m = Q / g = rezultanta incarcarilor gravitationale / acceleratia gravitationala F = ( S. A. / g ) Q = c Q S. A. / g = c - coeficient seismic ( adimensional ) F = c Q c = S. A. / g = acceleratia maxima pe directia G. L. D. / aceleratia gravitationala E). Normarea fortelor seismice - forta seismica maxima: F = c Q ; c = S. A. / g

- in conceptul Scarii M. M. : cMM = ü0, max / g = constant t c = S. A. / g = ( 1 / g ) ( 1 / ω ) I ∫ ü0 ( ζ ) e – ν ω ( t – ζ ) sin ω ( t – ζ ) d ζ Imax 0

1 G L D

w = 2 p / Tn = c / ccr

mo ( t ) / g

" c "


192

- coeficientul seismic “ c “ depinde de: - caracteristicile seismice unui anumit amplasament: C0 = ü0, max / g = cMM c0 – coeficient seismic de referinta al amplasamentului, indiferent de prezenta constructiei ü0, max – acceleratia maxima la suprafata libera a terenului - caracteristicile dinamice proprii ale structurii de rezistenta: T ( sec. ) – perioada proprie c1 ( T ) – coeficient care tine seama de proprietatile elastice ale struc – turii de rezistenta ( flexibilitate , rigiditate ) ν – atenuare / amortizare c2 – constant pentru un anumit sistem structural si de materialul utilizat c2 depinde de:

- proprietatile de amortizare ( natura materialului, tipul structurii de rezistenta, conexiuni intre elemente ) : ν = 0,03 – structuri metalice , ν = 0,05 – structuri din beton armat , ν = 0,10 – structuri cu pereti portanti din zidarie de caramida si mortar de ciment

- redistributia eforturilor in domeniul postelastic

- energia consumata prin aparitia articulatiilor plastice, implicit a

deformatiilor postelastice

- factorii de ductilitate: µgrinzi > µstalpi In normele internationale in valoarea coeficientului “ c “ mai intervin:

- influenta terenului din amplasament - influenta destinatiei constructiei ( coeficient de importanta )

F = c Q ; c = c0 c1 ( T ) c2


193

Semnificatia coeficientului: c1 ( T )

c = S. A. / g = c0 c1 ( T ) c2 c1 ( T ) = S. A. / g c0 c2

c1 ( T ) se numeste - coeficient dinamic ( intervine T )

- coeficient spectral ( intervine S. A. )

S. A.( c )

S. A.

To T0

mo, max

c1 ( T )coef. spectral

Fig. 6. 15 F). Aproximarea variatiei coeficientului spectral c1 ( T )

To = Tc = perioada de colt

( variatie curbilinie )

c1 ( T )

c1 ( T )

c1 ( T )

( spectrul prezinta discontinuitate )

( variatie liniara )

c1 ( T )

c1, min

c1, max

To = Tc Tmin

Tmax T ( sec . )0

Fig. 6. 16


194

6.2. EVALUAREA COEFICIENTULUI “ Ψ - coeficient de reducere a

efectelor actiunii seismice ( P 100 / 81 ; P 100 / 92 ) sau q = 1 / Ψ - factor de comportare al structurii ( P 100 - 1 / 2006 ) “ DE CALCUL A SARCINII SEISMICE PENTRU CONSTRUCTIILE RIGIDE SI SEMIRIGIDE

Ψ – coeficient de reducere a efectelor actiunii seismice, tinand seama de ductilitatea structurii, de capacitatea de redistributie a eforturilor, de ponderea cu care intervin rezervele de rezistenta neconsiderate in calcul, precum si de efectele de amortizare a vibratiilor, altele decat cele asociate structurii de rezistenta. In anul 1983 s-a tinut la Iasi conferinta pe tara cu tema “ Proiectare, realizare si expertizare a structurilor in zone seismice “ in care Ing. Dan OLARU si Ing. Daniel DIACONU au prezentat un studiu cu privire la evaluarea coeficientului “ Ψ “ pentru constructii rigide si semirigide. Normativ P 100 / 81 : c = ks β Ψ ε – coeficient seismic global Normativ P 100 / 92 : c = ks βr Ψ εr - coeficient seismic global In ambele expresii, coeficientul “ Ψ “ are aceeasi semnificatie, iar valorile sunt aproximativ aceleasi, astfel: Normativ P 100 / 81 , valorile coeficientului “ Ψ “: Nr.

Tipul de constructie si sistemul constructiv

Ψ

1.

Cladiri cu structura rigida ( pereti portanti de zidarie sau dia - fragme de beton armat monolit sau prefabricat ) sau semiri - rigida ( diafragme conlucrand cu cadre ): - pana la parter + 4 etaje ( ≤ 5 niveluri ) sau cu inaltime to - tala pana la 15 m. …………………………………… - peste parter si 4 etaje ( > 5 niveluri ) sau cu inaltime totala peste 15 m. …………………………………………..

0,30 0,25


195

Normativ P 100 / 92 , valorile coeficientuli “ Ψ “ : Tipul structurii

Ψ

Structuri din zidarie:

- structuri cu pereti structurali din zidarie cu centuri si stalpisori ……………………………………………….. - structuri cu pereti structurali din zidarie simpla ……

0,25 0,30

Comportarea cladirilor cu pereti structurali de tip rigid sau pereti structurali combinati cu cadre din beton armat a fost analizata in doua etape:

- studiul elementelor plane

- studiul structurii in ansamblu Testele s-au facut pe modele la scara redusa : 1 / 4 . Structurile testate au fost in cadre si pereti avand ca regim de inaltime P + ( 2 …. 4 ) E si P + ( 6 …. 10 ) E in regim static alternant. Modelele au fost de tipul peretilor in consola ( plini ) cat si cuplati ( cu goluri mari ). Fiecare model a fost armat in trei moduri: conventional conform P 85 / 82 ; cu fretarea zonelor extreme de beton comprimate, cu carcase diagonale de armatura. Incarcarea laterala a fost crescuta in mod succesiv, la fiecare ciclu, pana cand s-a ajuns la cedarea experimentului. Incarcarea verticala a fost mentinuta constanta, fiind simulate sarcinile gravitationale ale structurii in exploatare. Pe cele 17 modele exerimentale s-au determinat ductilitatile de curbura si de sageata. Factorii care au influentat cel mai mult ductilitatea sunt aspectul geometric: Hs / Bs ( inaltime spalet / latime spalet ) si modul de armare. Ψ = 1 / µ , putem defini nivelul de asigurare N % = 100 µ Ψ Mai jos sunt prezentate nivelele de asigurare antiseismica pentru: a). pereti izolati ( structuri rigide )

b). pereti conlucrand cu cadre din beton armat ( structuri semirigide )


196

N% N%

Hs / Bs Hs / Bs0 02 2 44 6 86 8

8090

80

90100

120

140

100

120

140

bun bun

raurau

a). pereti izolati b). pereti conlucrand cu cadre

Nivelul de asigurare antiseismica Fig. 6. 17 N % = 100 µexp Ψ ; Ψ – conform Normativ P 100 / 92 ; µ – determinat experimental Pentru peretii scurti si medii ( Hs / Bs < 3 …. 4 ) s-a constatat ca nivelul de asigurare este sub 90 %. In virtutea experientei s-a apreciat la circa 10 % aportul conlucrarii structurale si al amortizarii vibratiilor. Aceste efecte apar in cazul structurilor cladirilor existente si lipsesc in cadrul modelelor incercate experimental. ΨP 100 = 0,25 ÷ 0,30 – este suficient pentru peretii structurali cu Hs / Bs < 3 …. 4 _ _ Ψ = 1 / µ ; Ψnec = ( 0,85 …. 0,9 ) Ψ Valorile obtinute in baza studiului acopera domeniile Hs / Bs є [ 1,0 ; 7,4 ] pentru structurile rigide si Hs / Bs є [ 1,5 ; 6,0 ] pentru structurile semirigide. In completarea acestor domenii: Ψ (Hs / Bs = 0,0 ) = 1,0 - conform Normativ P 100

Ψ (Hs / Bs ≥ 7,4 ) = 0,25 - pentru structuri rigide

Ψ (Hs / Bs ≥ 6 ) = 0,25 - pentru structuri semirigide

rezulta curbele din figura de mai jos: a). pereti izolati ( structuri rigide )

b). pereti conlucrand cu cadre ( structuri semirigide )


197

Curbele “ Ψ “ sunt functie de raportul Hs / Bs

0 2 4 6 8 0 2 4 6 8

Hs / Bs Hs / Bs

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0,2

0,4

0,6

0,8

1

y y


Coeficientul “ Ψ “ pentru peretii structurali din beton Fig. 6. 18 Ecuatiile ce descriu aceste curbe sunt: Ψnec = 1 – 0,55 ( Hs / Bs )0,218 Ψnec = 0,25 pentru Hs / Bs ≥ 4 - structuri rigide Ψnec = 1 – 0,25 ( Hs / Bs ) Ψnec = 0,25 pentru Hs / Bs ≥ 3 structuri semirigide In continuare sunt prezentate figurile pentru nivelul de asigurare obtinut prin utilizarea lui Ψnec in loc de ΨCOD ( P 100 / 92 ) pentru: a). pereti izolati ( structuri rigide ) b). pereti conlucrand cu cadre din beton armat ( structuri semirigide )


198

0 0 2 4 6 82 4 6 8

80 80

9090100

120

140

100

120

140

bunbun

rau rauHs / BsHs / Bs

N % N %


Nivelul de asigurare antiseismica

Fig. 6. 19 N % = 100 µexp Ψreal ; Ψreal = 1 – 0,55 ( Hs / Bs )0,218 ; Ψreal = 1 – 0,25 ( Hs / Bs ) Pentru utilizarea lui “ Ψ “ autorii recomanda ca in cazul diafragmelor cu Hs / Bs < 4 determinarea sarcinii seismice sa se faca astfel: a). se calculeaza sarcina seismica globala conform Normativului P 100 / 81 sau P 100 / 92 , apoi repartizandu-se la elementele verticale ale structurii de rezistenta. b). se vor multiplica sarcinile seismice aferente peretilor structurali scurti si medii (Hs / Bs < 4 ) cu un coefficient de “ supraincarcare seismica “ ms = Ψnec / Ψcod . Ψnec – conform relatiilor de mai sus care descriu curbele, Ψ( Hs / Bs ) Ψcod – conform Normativ P 100 / 81 sau P 100 / 92


199

6.3. CONSOLIDAREA ANTISEISMICA A CLADIRILOR MULTIETAJATE

CU STRUCTURA DE REZISTENTA DIN ZIDARIE DE CARAMIDA PRIN ADAUGARE DE STALPI DIN BETON ARMAT – STUDIU

Acest studiu a fost efectuat la Institutul de Inginerie Seismica – Beijing, China de catre Niu Zezhen, Du Qi, Cui Jianyou si Yu Runtao. Studiul prezinta investigarea peretilor din zidarie de caramida, la scara 1/2 , consolidati prin adaugare de stalpi din beton armat, cu legaturi din bare de otel intre stalpii din beton armat si masa zidariei. Modelele si procedeul de testare

3

3

2 2

1 1

3 - 3

2 - 2

1 - 1

HH

l1l2

b1

l2 l2l

l

bare deancoraj

bara de otel

P P

P P

Fig. 6. 20 Pentru pastrarea efectului continuitatii stalpilor adaugati ca urmare a consolidarii, panoul de zidarie din caramida este impartit in doua niveluri pe inaltime. Sarcina ciclica este aplicata la primul nivel. Testarea s-a facut pe cinci grupe de modele: - trei grupe pentru “ pereti lati “ la care sunt adaugati stalpi din beton armat pentru consolidare cat si bare de ancoraj intre stalpi si masa de zidarie – pentru eforturile normale de compresiune de 2,0 kg / cm2 ; 3,25 kg / cm2 ; 4,5 kg / cm2.


200

- o grupa pentru “ perete mic “ consolidat cu stalpi din beton armat si bare de ancoraj intre stalpi si masa de zidarie – pentru efortul normal de compresiune de 3,25 kg / cm2. Latimea acestui panou este egala cu 1/2 din latimea “ peretilor lati “. - celelalte grupe pentru “ pereti simpli “ neconsolidati cu efortul normal de compresiune de 3,25 kg / cm2. Acest procedeu de testare este denumit “ push wall “, sarcina verticala fiind constanta si aplicata la partea superioara a panoului, iar forta ciclica orizntala la nivelul primului etaj. Forta orizontala creste controlat inaintea de aparitia fisurilor, iar dupa fisurare controlul modului de incarcare se face prin trei cicluri de deplasari succesiv crescatoare de 0,25 cm. Deplasarile orizontale ale peretilor la nivelul de aplicare al fortelor, eforturile in pereti, eforturile in armaturile stalpilor la partea inferioara si superioara, eforturile in barele de ancoraj au fost masurate. Moduri caracteristice de degradare Aparitia fisurilor in pereti ca urmare a eforturilor principale – stalpii din beton armat de consolidare si peretii din zidarie lucreaza impreuna si se poate considera un factor de conlucrare. Fisurile din masa peretilor se produc odata cu atingerea valorii fortei ultime. In aceasta faza nu exista fisuri in stalpii din beton armat adaugati. Armatura de la partea inferioara a stalpilor este comprimata iar armatura de la partea superioara are eforturi foarte mici ca valoare.

Fig. 6. 21


201

actiune din dreapta

actiune din stanga

H115

70.58

65.06

74.58forta ultima

forta de fisurare

65.80

Distributia eforturilor in armatura longitudinala a stalpilor

-4

d x100

-10-20

-40-30

-50-60

-70

10

20304050

3

6070

P

6 9 12 15-15 -12 -9-6 -3

Curbele histeretice ale eforturilor in armatura la partea inferioara a stalpilor

-4

dx10

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1

Fig. 6. 22 Forta ultima corespunde capacitatii de rezistenta la forfecare a peretelui si a stalpului care preia forta orizontala.

-4

dx100

102030405060

-10-20-30-40

-60-50

-70

70P

Curbele histeretice ale efor-turilor in barele de ancoraj

3 6 9 12 15 18

Fig. 6. 23

Toate modelele testate prezinta fisuri in diagonala.


202

Pentru “ pereti lati “ cu σ = 2,0 kg / cm2 si pentru “ peretele mic “ au fost descoperite fisuri la partea inferioara, ca urmare a deformatiilor din incovoiere. In faza de solicitare dupa forta ultima, valoarea fortei descreste rapid, raportul de descrestere depinzand de capacitatea de efort a barelor de legatura dintre stalp si perete. Barele de legatura impreuna cu stalpii adaugati confera peretilor o imbunatatire a comportarii la colaps si un grad sporit de integritate. Nu exista fisuri in diagonala in suprafetele unde sunt pozitionate barele de legatura. Exista trei moduri pricipale de degradare a peretilor consolidati: A). Degradari din incovoiere – forfecare Initial apar fisuri la partea inferioara a peretilor si stalpilor din beton armat de consolidare, dupa care apar fisuri diagonale in peretii consolidati. Ruperea se produce in forma triunghiulara in zidaria de caramida si apoi in a doua si a treia treapta de incarcare in ancadrament ( stalpisori si centuri din beton armat )

incarcari orizontale

P P

incarcari verticale

s 0 = 3,25 kg / cm Fig. 6. 24 B). Degradari din forfecare – incovoiere Apar partial fisuri orizontale la partea de jos a peretilor, premergatoare aparitiei principalelor fisuri in diagonala. Fisurile din incovoiere incep sa apara la partea inferioara a stalpului cand valoarea fortei laterale se apropie de forta ultima.


203

La cresteri succesive ale fortelor apar fisuri suplimentare in apropierea fisurilor principale diagonale. La baza stalpului apar fisuri de forfecare diagonale. Modul de degradare al “ peretilor lati “ cu efortul normal vertical σ = 2,0 kg / cm2 este aratat in figura de mai jos:

incarcari verticale

incarcariorizontale

s 0 = 2,0 kg / cm

P P

Fig. 6. 25 C). Degradari din eforturi principale de forfecare La peretii din zidarie de caramida consolidati fisurile apar numai in diagonala. Fisurile din forfecare in diagonala apar la partea inferioara a stalpilor. Aceste degradari sunt specifice la “ peretii lati “ pentru efortul vertical σ = 3,25 kg / cm2 si σ = 4,50 kg / cm2.

incarcari verticale

incarcariorizontale

s 0 = 3,25 kg / cm

PP

Fig. 6. 26


204

Identificarea modurilor de degradare Atunci cand capacitatea portanta la forte laterale pentru peretele aflat in starea initiala si cel consolidat rezulta din calculul la compresiune excentrica, degradarile peretelui consolidat sunt din incovoiere – forfecare. Atunci cand capacitatea portanta la forte laterale pentru peretele aflat in starea initiala si cel consolidat rezulta din calculul la compresiune excentrica si forfecare, degradarile peretelui consolidat sunt din forfecare – incovoiere. Atunci cand capacitatea portanta la forte laterale pentru peretele aflat in starea initiala si cel consolidat rezulta din calculul la forfecare, degradarile peretelui consolidat sunt din eforturi principale de forfecare. Verificari A). Perete aflat in starea initiala - verificarea la compresiune excentrica: 1. x = N / Rw b + ( 1 – b1 / b ) l1 ( a. )

2. P = 1 / H { Rw b1 l1 ( L / 2 – l1 / 2 ) + Rw b ( x – l1 ) [ L / 2 – ( x – l1 ) / 2 ] } ( b. ) - verificarea la forfecare:

1. P = Rζ Aw ( c. )

l

bb 1

l1 N

N

Rwb

Rwb

x

Fig. 6. 27


205

B). Perete consolidat - verificarea la compresiune excentrica: 1. x = [ N + Rg ( Ag – A’g ) ] / Rw b + ( 1 – Rh b2 / Rw b ) l2 + ( 1 – b1 / b ) l1 ( d. )

2. P = 1/H { - N ( L / 2 + l2 / 2 ) +( Rh b2 l2 + Rg A’g )( L + l2 ) + Rw b1 l1 [ L + ( l2 – l1 )] + + Rw b ( x – l1 – l2 ) [ L + l2 – ( x + l1 ) / 2 ] } ( e. ) - verificarea la forfecare: 1. P = Rζ Aw + Rf l2 b2 + ( 1 / √ 3 ) Rg Ag ( f. )

sau

P = [ ( 1 – H / 2 L ) Rj – f σ0 ] Aw + Rf l2 b2 + ( 1 / √ 3 ) Rg Ag

N

N

L

bb1

RgAg RwbRwb

l1

bl2l2

x

RgAg

Fig. 6. 28 unde:

x – inaltimea zonei comprimate

P – forta ultima

Rw – rezstenta la compresiune a zidariei din caramida

Aw – aria neta a sectiunii transversale prin peretele din zidarie

Rj – rezistenta la forfecare a zidariei din caramida

Rζ = R1 + √ 1 + σ0 / R


206

_ R1 – rezistenta la intindere a zidariei din caramida ; R1 = 0,84 ( Rw / Rw ) Rj

Rg – rezistenta la intindere a armaturii longitudinale din stalpi la curgere

σ0 – efortul vertical normal in peretii din zidarie

Rh – rezistenta la compresiune din incovoiere a stalpilor din beton armat

Rf – rezistenta la rupre a betonului din stalpi

f – coeficientul de frecare al zidariei din caramida ; f = 0,7

f = 0,8 – valoare considerata in calcul pentru acest studiu

Ag – sectiunea transversala a armaturii longitudinale din stalpi

A’g – sectiunea transversala a armaturii longitudinale din zona comprimata a stalpilor In cazul in care forta este aplicatadirect pe stalp “ push column “ este necesar sa se inlocuiasca: Rf b2 l2 + ( 1 / √ 3 ) RgAg cu ( 2 / √ 3 ) Rg Ag . Modurile de degradare ale peretilor aflati in starea initiala si a celor consolidate sunt determinate de modul corespunzator de rupere la sarcinile ultime calculate prin ecuatiile: 2 ( b. ) ; 1 ( c. ) ; 2 ( e. ) ; 1 ( f. ). Formule pentru calculul capacitatii portante la actiuni laterale Pk – fortele laterale ciclice si Pu – forta laterala ultima a peretelui consolidate pot fi calculate cu urmatoarele relatii, cu exceptia degradarii la incovoiere – forfecare, pentru care Pu poate fi verificata la compresiune excentrica. 1. Pk = ( Rζ / ξ ) A’w ( 1 + s ) sau Pk = ( Rj + f σ0 ) A’w ( 1 + s )

2. Pu = [ ( 1 – H / 2 L ) Rj + f σ0 ] A’w + Rf l2 b2 + 1 / √ 3 Rg Ag

Pu = Rσ A’w + Rf l2 b2 + 1 / √ 3 Rg Ag

unde: s = η ( Gc / Gw ) ( 2 Ac / A’w )

Ac – sectiunea stalpilor din beton armat

A’w – sectiunea peretelui din zidarie rezistenta la forfecare Modul de degradare Forta de fisurare Forta ultima Rigiditatea initiala

I 0,8 L b 0,8 L b

II 0,8 L b L b L b 2 ( b1 – b ) l1

III L b 2 ( b1 – b ) l1 L b 2 ( b1 – b ) l1 L b 2 ( b1 – b ) l1


207

Gw – modulul de elesticitate al zidariei din caramida

Gc – modulul de elasticitate al betonului armat

ξ =1,2 – factorul de distributie uniforma pentru efortul de forfecare, pentru sectiuni dreptunghiulare

η = 0,05 H / L + 0,2 – factorul de conlucrare a imbinarii perete stalp Pentru Pk si Pu sunt folosite valorile minime. Valorile rezultate in urma testelor si a calculelor pentru forta laterala de fisurare si ultima la cele 16 modele pentru care s-au facut experimentele sunt listate in tabele, unde valorile de calcul sunt prelucrate cu formulele prezentate in acest studiu. Nr. Mo– de – lelor

Dimensiunile si proprietatile peretilor din zidarie L Marca Rw Rj Ew 10

4 mortar

Mar- ca beton

Arma – tura de ancoraj

Efor - turi nor - male in pe - reti σ0

Forta de fisurare ( t ) test calcul test / calcul

Forta ultima ( t ) test calcul test / calcul

Rigiditate initiala K0 x 10

5 test calcul test / calcul

Metode de tes– tare

Wc I - 1

480 26.0 49.34 2.10 3.1 232 2Φ12 2.00 37.40 37.65 1.01 44.64 44.84 1.00 - - - push column

Wc I - 2

480 27.3 49.34 2.10 3.1 232 2Φ12 2.00 41.58 37.65 0.91 42.31 44.84 1.06 - - - push column

Wc I - 3

480 19.6 61.12 1.73 4.0 180 2Φ14 2.00 40.10 32.83 0.82 46.28 46.65 1.01 14.92 14.30 0.96 push wall

Wc I - 4

480 25.8 61.12 2.03 4.0 180 2Φ14 2.00 43.88 36.01 0.82 50.49 49.80 0.99 14.92 14.30 0.96 push wall

Wc II - 1

480 12.4 55.73 1.35 3.9 213 2Φ12 3.25 58.17 48.16 0.83 62.30 59.93 0.96 16.77 15.98 0.96 push wall

Wc II –2

480 16.8 55.73 1.56 3.9 213 2Φ14 3.25 59.42 51.57 0.87 67.62 62.22 0.92 16.67 15.98 0.94 push wall

Wc II -3

480 10.6 55.73 1.35 3.9 213 2Φ14 3.25 61.42 49.07 0.80 65.63 59.93 0.91 16.89 15.98 0.95 push wall

Wc II -4

480 20.7 61.12 1.77 4.0 180 2Φ14 3.25 65.25 58.05 0.89 67.82 66.47 0.98 10.65 16.82 0.63 push wall

Wc III-1

480 17.1 55.73 1.58 3.9 171 2Φ14 4.50 70.95 56.01 0.79 77.67 73.92 0.95 20.07 18.03 0.92 push wall

Wc III -2

480 14.8 55.73 1.46 3.9 171 2Φ14 4.50 65.06 54.00 0.83 74.58 72.62 0.97 19.52 18.03 0.92 push wall

Wc III -3

480 15.6 55.73 1.50 3.9 171 2Φ14 4.50 64.16 54.67 0.85 70.57 73.05 1.04 9.33 18.03 0.52 push wall

Wc IV-1

240 20.7 60.49 1.77 3.1 186 2Φ14 3.25 25.91 23.86 0.92 31.03 33.53 1.08 5.11 4.97 0.97 push wall

Wc IV-2

240 17.7 60.49 1.61 3.1 186 2Φ14 3.25 21.86 22.33 1.02 30.20 33.53 1.11 4.61 4.97 1.08 push wall

Wc IV-3

240 14.4 60.49 1.43 3.1 186 2Φ14 3.25 25.30 21.49 0.85 27.26 33.53 1.23 4.60 4.97 1.08 push wall

W V -1

480 26.8 61.12 2.07 4.0 - - 3.25 63.17 59.04 0.93 63.80 59.04 0.93 16.80 15.51 0.92 push wall

W V -1

480 19.4 61.12 1.70 4.0 - - 3.25 60.05 53.85 0.90 61.20 53.85 0.88 13.77 15.51 1.13 push wall


208

b = 24 cm H = 134 cm Egl = 2.1 x 106 ( kg / cm2 ) l1 = 24 cm Ec = 1.8 x 10 6 ( kg / cm2 ) marca caramida: 100 b1 = 49 cm Rg = 2517 ( kg / cm2 ) armaturi longitidinale: 4Φ8 l2 = 15 cm Eg = 2.1 x 10 6 ( kg / cm2 ) b2 = 24 cm Rgl = 2351 ( kg / cm2 ) Rezultatele testului sunt in concordanta cu datele testului pentru forta ultima. Cu privire la forta de fisurare apare o diferenta semnificativa intre rezistenta de calcul si test. Compararea facuta intre rezultatele testelor si calculul pentru cele 35 de modele testate sunt evidentiate in figura de mai jos:

0 0

10 1020 2030 3040 4050 5060 6070 7080 8090 90

5 510 1015 1520 2025 2530 3035 35

Pk Pu

Numarul de modele

Numarul de modele

Fig. 6. 29 Curbele histeretice ale modelelor si relatiile de calcul pentru rigiditati Pentru modul de degradare de incovoiere – forfecare al peretilor ( pereti scurti ), curba poate fi aproximata destul de rezonabil cu trei linii de rezistenta aratate in fig. 6. 30 b)., iar curbele histeretice corespunzatoare degradarii de rigiditate sunt aratate in fig. 6. 30 a).


209

P

Pu

10

- 10

- 20

30

20

- 30

D D

P

Pu

Pk

Pkk'0 k'0

k'0k'0

k2

k2k1

degradare din incovoiere - forfecaredegradare de rigiditate

Pereti scurti

k1

a). b).

-12,5 - 7,5 - 2,5 2,5 7,5 12,5

Fig. 6. 30 Pentru pereti cu alte moduri de degradare, si anume tipurile de “ pereti lati “, schema curbei poate fi accceptabil aproximata cu patru linii de rezistenta cu rigiditati negative, iar curbele histerezice sunt de asemenea corespunzatoare tipului de degradare a rigiditatii conform fig. 6. 31 a). si 6. 31 b).

10

- 10

- 30

30

50

- 50

- 70

70

P P

Pu

D D

Pk

Pp

P'p

Pu

Pk

k'0 k'0 k'0k'0k'0

k'0k'0k'0 k'0

k2

k2

k1

k1

Pereti lati

degradare de rigiditatea). b).

-12,5 - 7,5 - 2,5 2,5 7,5 12,5

Fig. 6. 31


210

Rigiditatea initiala a peretilor consolidate poate fi calculate cu relatia: K0 = λ Gw A’w ( 1 + s ) / H [ 1 – 0.35 ( σ0 / σ’ – 1 )] unde: λ = 1 / { 1 + [ 4 Gw A’w ( 1 + s ) H2 / 12 Ew Jc ζ ] }

Jc = 2 η Ec / Ew [ ( L + l2 ) / 2 ]2 Ac + 1 / 12 b2 ( L + l2 )3

ζ = 1,2 σ’ = 3,5 kg / cm2 Rigiditatile la a doua si a treia linie de rezistenta din schema curbei sunt de k1 = 0,058 k0 si k2 = - 0,0176 k0 pentru peretii consolidati cu modulul de degradare incovoiere – forfecare si k1 = 0,11 k0 si k2 = ( Pp – Pu ) / ∆gl , unde: Pp = f σc Aw + Rgl Agl

Rgl – rezistenta la intindere la curgere a barelor de ancoraj

Agl – sectiunea totala a barelor de ancoraj

∆gl – alungirea la punctul de curgere a barelor de ancoraj Rezultatele calculului si a testelor cu privire la rigiditatea peretilor testati sunt de asemenea listate in tabele. Se poate vedea in acest tabel ca ele sunt compatibil bune cu exceptia catorva modele de pereti. Concluzii si recomandari Studiul experimental arata prin investigatiile efectuate ca exista trei moduri de degradare pentru peretii consolidati cu stalpi din beton armat si bare de legatura. Cele trei tipuri de degradari sunt:

- degradari din incovoiere – forfecare

- degradari din forfecare – incovoiere

- degradari din eforturi principale de forfecare Capacitatea de rezistenta la fortele laterale si curbele histeretice ale peretilor consolidati au fost descrise explicit prin modul de degradare, si totodata calculul seismic al rezistentei privind modurile de degradare au fost identificate. Relatiile pentru calculul capacitatii portante la forte laterale, rigiditatea si curbele histeretice ale peretilor consolidati sunt recomandate. Compararea indicatiilor acestora arata ca exista o buna corelare intre rezultatele calculului si teste.


211

Efectul peretelui longitudinal poate fi considerat in analiza seismica pentru peretii transversali. Latimea ancadramentului b1 este determinata de cea mai mica valoare dintre latimea talpii peretelui, 6l1 – b si L2. Barele pentru ancoraj cu 1,5 m lungime pot fi plasate in doua locuri ale fiecarui nivel. Fundatiile stalpilor pot fi proiectate cu ajutorul fortei de intindere: T = Rg Ag


212

CAPITOLUL VIICAPITOLUL VIICAPITOLUL VIICAPITOLUL VII

CONCLUZII SI CONTRIBUTII PERSONALE


213

7.1. REZUMATUL TEZEI Prezenta Lucrare de Doctorat trateaza consolidarea cladirilor existente cu strucura de rezistenta din zidarie de caramida, cu accent privind comportarea acestora la actiuni seismice. Cladirile executate inainte de anul 1960 prezinta deficiente de alcatuire din punct de vedere al structurii de rezistenta, neexistand norme sau standarde de protectie antiseismica, precum si interventii sau modificari structurale neautorizate. O alta categorie de deficiente o reprezinta calitatea materialelor si executia necorespunzatoare. Cladirile cu structura de rezistenta din zidarie au o comportare nesatisfacatoare la actiuni seismice, in consecinta prin normative si standarde se prevad imbunatatiri ale capacitatii de rezistenta si a ductilitatii elementelor structurale din zidarie de caramida cu elemente din beton armat: stalpisori, centuri, grinzi, buiandrugi. In vederea obtinerii unei comportari corespunzatoare la actiuni seismice, cladirile cu structura de rezistenta din zidarie de caramida trebuie sa respecte urmatoarele conditii: a). materialele utilizate ( caramida, mortar de inzidire ) trebuie sa corespunda din punct de vedere calitativ cerintelor din normative si standarde. b). elementele structurale trebuiesc amplasate astfel incat sa se obtina o structura echilibrata, din punct de vedere al alcatuirii si rigiditatii structurale, respectiv:

- evitarea tasarilor neuniforme prin adoptarea unor sisteme de fundare corespunzatoare in functie de natura terenului din amplasament, precum si tronsonarea constructiilor lungi prin rosturi de lucru, de tasare si antiseismice

- amplasarea de stalpisori din beton armat la colturile cladirii si la

intersectia de ziduri cu asigurarea ancorajului peretilor din zidarie de caramida, prevederea buiandrugi din beton armat deasupra golurilor de usi si ferestre, inclusiv centuri si grinzi din beton armat

- plansele se vor executa din beton armat astfel incat sa aiba

rigiditatea si capacitatea portanta in vederea asigurarii efectului de saiba antiseismica. Se va evita amplasarea de goluri cu dimensiuni mari in plansee

- evitarea unor excentricitati intre C. R. ( centru de rotire ) si C. G.

( centru de greutate ) pe fiecare nivel, in vederea eliminarii efectelor de torsiune generala


214

- C. R. ( centru de rotire ) si C. G. ( centru de greutate ) la fiecare nivel sa fie pe aceeasi axa pentru eliminarea efectului de torsiune generala

- rigiditatea de ansamblu trebuie sa fie aproximativ egala pe cele

doua directii principale ale unei constructii

- asigurarea unei ductilitati corespunzatoare pentru elementele ce alcatuiesc structura de rezistenta, pentru a evita ruperile casante

Pentru cladirile existente, interventiile privind consolidarea elementelor structurale se fac respectand aceleasi principii. Teza de Doctorat este constituita din 7 Capitole si o Anexa insumand 238 de pagini, 126 de desene si 23 de tabele, astfel: Capitolul I: prezinta o sinteza a reglementarilor tehnice romanesti cu privire la protectia antiseismica a cladirilor, punandu-se accent asupra celor cu structura de rezistenta din zidarie de caramida. Prin elaborarea acestor normative se poate vedea interesul crescut al cadrelor didactice din cadrul Universitatii Tehnice de Constructii Bucuresti ( Institutul de Constructii Bucuresti ) / Facultatea de Constructii Civile Industriale si Agricole ( Acad. A. Beles, Acad. St. Balan, Prof. Dr. Ing. M. Ifrim, Prof. Emerit Ing. P. Mazilu, Prof. Emerit Ing. Al. Gheorghiu, Prof. Dr. Ing. M. Hangan, Prof. Dr. Doc. M. Soare, Prof. Dr. Ing. R. Agent, Prof. Dr. Ing. D. Dumitrescu, Prof. Dr. Ing. D. Lungu, Prof. Dr. Ing. C. Pavel, Prof. Dr. Ing. L. Crainic, Prof. Dr. Ing. T. Postelnicu, Prof. Dr. Ing. H. Sandi, Prof. Emerit Ing. V. Popescu, Prof. Dr. Ing. C. Dalban, Prof. Dr. Ing. D. Georgescu, Prof. Dr. Ing. N. Patraniche, Prof. Dr. Ing. E. Chesaru, Prof. Dr. Ing. L. Negrei, Prof. Dr. Ing. M. Voiculescu, Prof. Dr. Ing. Fl. Dabija, Prof. Emerit Ing. H. Lehr, Prof. Emerit Ing. E. Botea, Prof. Dr. Ing. I. Stanculescu, Prof. Dr. Ing. I. Manoliu, Dr. Ing. E. S. Georgescu ), Universitatea de Arhitectura “ Ion Mincu “ Bucuresti ( Prof. Dr. Ing. Al. Cismigiu, Prof. Dr. Ing. R. Petrovici, Dr. Ing. T. V. Popp ), Universitatea Politehnica Timisoara ( Acad. D. Mateescu, Prof. Emerit Ing. C. Avram, Prof. Dr. Ing. O. Mirsu, Prof. Dr. Ing. V. Gioncu, Prof. Dr. Ing. M. Marin ), Universitatea Politehnica Iasi ( Prof. Dr. Doc. Al. Negoita, Prof. Dr. Ing. A. Sesan, Prof. Dr. Ing. V. Hobjila ), Universitatea Politehnica Cluj Napoca ( Prof. Dr. Ing. I. Tertea, Prof. Dr. Ing. T. Onet, Prof. Dr. Ing. V. Pacurar, Prof. Dr. Ing. C. T. Bia ) cat si a inginerilor proiectanti de structuri privind limitarea degradarilor structurilor de rezistenta ale cladirilor cat si pierderea de vieti omenesti in cazul declansarii unui cutremur. Capitolul II: prezinta modul de alcatuire al structurilor din zidarie portanta: elemente structurale, tipul si natura actiunilor, stari limita pentru calculul elementelor structurale, materiale folosite, in conformitate cu normativele si standardele romanesti ( P 2 / 85 ; CR 6 – 2006 ). Factorii principali care determina conceptia, alcatuirea si modul de executie pentru cladiri sunt urmatorii: omul – care necesita anumite conditii fiziologico – igienice de temperatura , umiditate , lumina etc. , in vederea asigurarii celor mai bune conditii de


215

munca, odihna si sanatate ; activitatea umana – destinatia cladirii determina cerintele functionale sau procesul functional, adica modul de distribuire ( forme, dimensiuni ) si de legatura pe orizontala si verticala a spatiilor si volumelor cladirilor ; natura – exercita asupra cladirilor actiuni mecanice, fizice, chimice si biologice, variabile in functie de amplasament, caracterizat prin: relief, seismicitate, clima, fauna etc. Capitolul III: prezinta metodele de investigare pentru cladirile existente cu structura de rezistenta din zidarie de caramida. Prin aplicarea acestor metode ( evaluarea calitativa a structurilor ; incercari nedistructive pentru stabilirea caracteristicilor mecanice ale materialelor componente ; masuratori dinamice pe ansamblul cladirii – Cladirea CEC, Calea Victoriei, Nr. 13, Bucuresti – efectuate de un colectiv condus de Prof. Univ. Dr. Ing. Mihail Ifrim, Doctor Honoris Causa al U. T. C. B., Expert Tehnic si Verificator Proiecte atestat M. L. P. A. T., Presedinte de Onoare al Asociatiei Romane de Inginerie Seismica ; studii geotehnice pentru determinarea caracteristicilor terenului de fundare ) se determina gradul de asigurare si masurile de cosolidare ce se impun in urma realizarii unei expertize tehnice intocmita de catre un expert tehnic atestat, inclusiv realizarea unui proiect de consolidare si a unei tehnologii de executie a lucrarilor, insusit de catre expertul tehnic atestat. Capitolul IV: prezinta deficientele ( zidirea incompleta a golurilor existente de usi si ferestre, teserea necorespunzatoare a intersectiilor de pereti, plansee care nu asigura efectul de saiba rigida ) si degradarile structurilor de rezistenta ( fisuri si crapaturi ) ale cladirilor cu pereti din zidarie de caramida datorita alcatuirii structurale si a actiunilor mecanice ( vibratii datorate procesului tehnologic sau a cutremurelor ), inclusiv metode de calcul pentru elementele structurale consolidate prin camasuire ( placare ) cu beton armat. Capitolul V: prezinta solutiile cu privire la consolidarea elementelor structurale ale cladirilor cu pereti portanti din zidarie de caramida: consolidarea fundatiilor, peretilor portanti, a planseelor din beton armat monolit sau din lemn. In acest capitol sunt prezentate si detalii privind consolidarea elementelor, aceasta necesitand elaborarea unui proiect de consolidare avand ca baza urmatoarele: intocmirea releveului de avarii pe toate elementele cladirii, rezultatele incercarilor de laborator asupra materialelor folosite, intocmirea unei expertize tehnice si a unei tehnologii de executie privind aceste lucrari. Capitolul VI: prezinta inregistrari si investigatii experimentale in literatura de specialitate si anume: seimicitatea teritoriului Romaniei ( zona Vrancea ), evaluarea coeficientului “ Ψ – coeficient de reducere a efectelor actiunii seismice ( P 100 / 81 ; P 100 / 92 ) sau q = 1 / Ψ – factor de comportare al structurii ( P 100 – 1 / 2006 ) “ , studiu - privind consolidarea antiseismica a cladirilor multietajate cu structura de rezistenta din zidarie de caramida.


216

7.2. CONTRIBUTII PERSONALE 1. Prezentarea tuturor aspectelor aferente protectiei antiseismice a cladirilor cu

structura de rezistenta din zidarie de caramida. 2. Analiza de sinteza privind evolutia reglementarilor tehnice romanesti ( normative,

standarde si coduri de proiectare ) de protectie antiseismica a cladirilor ( cu particularizare pentru cele cu structura de rezistenta din zidarie de caramida ).

3. Conceptii specifice conformarii spatiale a cladirilor cu pereti structurali din zidarie de

caramida. 4. Identificarea si clasificarea defectiunilor produse de actiuni mecanice, inclusiv

seismice, asupra structurilor de rezistenta al acestor categorii de constructii. 5. Principii si solutii tehnice de retrofitare / reabilitare a cladirilor din zidarie portanta

afectate de cutremure, prin interventii constructive sau structurale ( reparatii capitale sau de consolidare a elementelor degradate ).

6. Procedee de calcul privind verificarea elementelor consolidate.

7. Asocierea constatarilor prin observatii vizuale si investigatii experimentale in vederea

evaluarii comportarii constructiilor avariate sau degradate total. Autor,

Dipl. Ing. Andrei Cosmin TURCANU


217

ANEXAANEXAANEXAANEXA


218

A). INVESTIGATII DINAMICE EXPERIMENTALE Cladirea C. E. C. – Bucuresti, Calea Victoriei, Nr. 13 Plan Pod Pozitia statiei de inregistrare si directiile de masurare a vibratiilor

N RD

T

L

NordSud

Vest

Est

Pozitia statiei


219

Esantionul Nr. 5

Bucuresti937 E - 02 2

( m / sec )

937 E - 02 2

( m / sec )

937 E - 02 2

( m / sec )

- 937 E - 02

- 937 E - 02

- 937 E - 02

0

0

0

0

0

0

5.0

5.0

5.0 10.0

10.0

10.0

15.0

15.0

15.0

Componenta N – S : directie longitudinala Componenta E – W : directie transversala

Componenta verticala


220

Esantionul Nr. 5 Spectre Fourier de amplitudine corespunzatoare inregistrarilor instrumentale

180 E - 03 2( m / sec )

180 E - 03 2( m / sec )

180 E - 03 2( m / sec )

0

00

0

5.0

5.0 5.010.0

10.0

10.0

Bucuresti

Componenta N – S : directie longitudinala

Componenta E – W : directie transversala



221

Inregistrare cutremur

30 Ianuarie 1996 / Ora 06:38:50

Bucuresti345 E - 01 2

( m / sec )

345 E - 01 2

( m / sec )

345 E - 01 2

( m / sec )

- 345 E - 01

- 345 E - 01

- 345 E - 01

0

0

0

0

0

0

5.0

5.0

5.0

10.0

10.0

10.0

15.0

15.0

15.0

20.0

20.0

20.0

25.0

25.0

25.0 Componenta N – S : directie longitudinala




222

Inregistrare cutremur

30 Ianuarie 1996 / Ora 06:38:50 Spectre Fourier de amplitudine corespunzatoare inregistrarilor instrumentale

122 E - 02 2

( m / sec )

122 E - 02 2

( m / sec )

122 E - 02 2

( m / sec )

0 0

0

0 5.0 10.0

5.0 10.010.05.0

Bucuresti

Componenta N – S : directie longitudinala




223

B). CALCULUL FORTELOR SEISMICE CONFORM: P 13 / 63 ; P 13 / 70 ; P 100 / 81 ; P 100 / 92 In vederea calculului fortei seismice se considera o cladire avand regimul de inaltime parter, etaj si mansarda cu structura de rezistenta din pereti din zidarie din caramida. 1). Normativ P 13 / 63 - sarcina seismica de calcul la baza parterului:

Sparter = c Q

unde: c = Ks β ε ψ

- pentru gradul de seismicitate 8: Ks = 0,050

- terenuri de fundare din categoria “ a “: β = 2,0

- coeficientul de echivalenta: ε = 0,8

- coeficientul: ψ = 1,0 c = 0,050 2,0 0,8 1,0 = 0,080

c = 0,080

Q - masa totala a constructiei

Qparter = 470 tone

Qetaj = 375 tone

Qmansarda = 250 tone

Qtotal = Q = 1095 tone - sarcina seismica de calcul a parterului: Sparter = 0,080 x 1095 = 87,60 tone

Sparter = 87,60 tone - sarcina seismica de calcul a etajului: Setaj = 0,080 x 625 = 50,00 tone

Setaj = 50,00 tone


224

2). Normativ P 13 / 70 - sarcina seismica de calcul la baza parterului:

Sparter = ks β ψ η Q

unde:

- gradul de seismicitate al amplasamentului: ks = 0,050

- coeficient care introduce influenta perioadei proprii considerate ( Tr ): β = 2,0

- coeficient de amortizare a vibratiilor: ψ = 1,3

- coeficient care introduce influenta formei proprii: η = 0,8

- rezultanta incarcarilor gravitationale: Q = 1095 tone - sarcina seismica de calcul a parterului:

Sparter = 0,050 x 2,0 x 1,3 x 0,80 x 1095

Sparter = 0,104 x 1095

Sparter = 113,88 tone - sarcina seismica de calcul a etajului:

Setaj = 0,050 x 2,0 x 1,3 x 0,080 x 625

Setaj = 0,104 x 625

Setaj = 65 tone 3). Normativ P 100 / 81 - sarcina seismica de calcul la baza parterului:

Sparter = c G

unde: c = ks β ψ ε

- coeficient de intensitate seismica: ks = 0,20

- coeficient dinamic: β = 2,0

- coeficient de reducere a efectelor incarcarilor seismice: ψ = 0,3

- coeficient de echivalenta: ε = 0,75

- rezultanta incarcarilor gravitationale: G = 1095 tone


225

- sarcina seismica de calcul a parterului:

Sparter = 0,20 x 2,0 x 0,3 x 0,75 x 1095

Sparter = 0,090 x 1095


Setaj = 0,20 x 2,0 x 0,3 x 0,75 x 625

Setaj = 0,090 x 625

Setaj = 56,25 tone 4). Normativ P 100 / 92 - sarcina seismica de calcul la baza parterului:

Sparter = c G

unde: c = α ks β ψ ε

- coeficient de importanta a constructiei: α = 1,0

- coeficient functie de zona de calcul a amplasamentului: ks = 0,20

- coeficient de amplificare dinamica: β = 2,5

- coeficient de reducere: ψ = 0,30 – structura existenta

- coeficient de echivalenta: ε = 0,80

- rezultanta incarcarilor gravitationale: G = 1095 tone - sarcina seismica de calcul a parterului:

Sparter = 1,0 x 0,20 x 2,5 x 0,35 x 0,80 x 1095

Sparter = 0,14 x 1095


Setaj = 1,0 x 0,20 x 2,5 x 0,35 x 0,80 x 625

Setaj = 0,14 x 625

Setaj = 87,50 tone


226

Normativ Coeficient

seismic Rezultanta incarcarilor gravitionale

Qparter Qetaj

P 13 / 63 c = 0,080 Q = 1095 to Sparter = 87,60 to Setaj = 50,00 to





227

BIBLIOGRAFIEBIBLIOGRAFIEBIBLIOGRAFIEBIBLIOGRAFIE

1. Agent R. – Expertizarea si punerea in siguranta a cladirilor existente afectate de cutremure ( Editura Fast Print, Bucuresti – 1993 )

2. Balan St., Cornea I., Cristescu V. – Monografia cutremurului din 04.03.1977

( Editura Academiei )

3. Balan St., Ifrim M., Pacoste C. – Analiza antiseismica a structurilor utilizand modele echivalente ( Buletinul Stiintific I.C.B. 1 – 2 / 1971 )

4. Beleaev N. M. – Rezistenta materialelor, vol. 1 si vol. 2 ( Editura Tehnica, Bucuresti

– 1956 )

5. Beles A. A. – Cutremurul si constructiile ( Bucuresti – 1941 )

6. Beles A. A., Ifrim M. – Engineering aspects of earthquakes in Romania in the light of modern investigation ( Tokyo, Japan – 1960 )

7. Beles A. A., Ifrim M. – Elemente de seismologie inginereasca ( Editura Tehnica,

Bucuresti – 1962 )

8. Beles A. A., Voinea R. – Rezistenta materialelor, vol. 1 si vol. 2 ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1958 )

9. Beles A. A., Mihailescu C., Mihailescu St. – Calculul constructiilor amplasate pe

terenuri deformabile ( Editura Academiei – 1977 )

10. Borcia I. S. – Conditiile seismice din zonele A si B, definite de Normativul P 100 / 92. Constatari pe marginea datelor experimentale si analize de hazard seismic ( Gazeta AICR, Nr. 43 – 44 , Bucuresti – 2000 )

11. Borcia I. S. – Prelucrarea inregistrarilor obtinute in timpul cutremurelor vrancene

recente intr-un bloc de locuinte instrumentat seismic din Bucuresti ( Revista Constructii, Nr. 66 – 68, Bucuresti – 2005 )

12. Borcia I. S. – Procesarea inregistrarilor miscarilor seismice puternice specifice

teritoriului Romaniei ( Teza Doctorat – Bucuresti, 2006 )

13. Buzdugan G., Fetcu L. – Vibratiile mecanice ( Editura Academiei – 1979 )

14. Buzdugan G., Mihailescu E. – Masurarea vibratiilor ( Editura Academiei – 1979 )


228

15. Capatana D., Titaru E. – Unele aprecieri privind determinarea fortelor seismice de cod ( Revista Constructii 4 – 5 / 1987 )

16. Caracostea A., si altii – Manual din calculul constructiilor ( Editura Tehnica,

Bucuresti, 1959 )

17. Caracostea A., si altii – Manual pentru calculul constructiilor ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1977 )

18. Cismigiu Al. - Dupa 4 martie 1977 ( Revista Arhitectura 4 / 1982 )

19. Clough R. W., Penzien J. – Dynamics of Structures ( McGraw Hill Book Company,

New York – 1975 )

20. Cornea I., Marmureanu G. – Introducere in mecanica fenomenelor seismice si inginerie seismica ( Editura Academiei – 1987 )

21. Dabija Fl., Opran D. – Structuri de rezistenta la cladiri civile, curs ( Institutul de

Constructii Bucuresti – 1974 )

22. Demetriu S. L. – Modelarea si identificarea actiunilor si sistemelor structurale in calculul constructiilor. Metode perfectionate pentru analiza sigurantei structurilor la actiuni seismice ( Teza Doctorat – Bucuresti, 1998 )

23. Diaconu D., Olaru D., Grumuzescu I. P. – Consolidarea prin camasuire a peretilor

structurali scurti degradati de actiunea seismica ( Revista Constructii 2 / 1998 ) 24. Diaconu D., Ciongradi C., Cosmulescu P. M. – Interactiunea dintreelementele

structurale si cele nestructurale ( Revista Constructii 4 – 5 / 1985 )

25. Dubina D, Lungu D. – Constructii amplasate in zone cu miscari seismice puternice ( Editura Orizonturi Universitare, Timisoara – 2005 )

26. Dumitrescu D., si altii – Indrumator pentru proiectarea si calculul constructiilor din

beton armat si beton precomprimat ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1978 )

27. Dumitrescu D., Constantinescu D., Postelnicu T. – Probleme ale comportarii structurilor din beton armat la actiuni seismice ( Revista Constructii 3 / 1984 )

28. Fintel M. – Ductile shear walls in earthquake resistant multistory ( ACI 6 / 1974 )

29. Focsa V. – Cladiri civile. Pereti, alcatuire si calcul ( Institutul Politehnic Iasi – 1971 )


229

30. Gavrilescu I., Grumazescu I., Diaconu D. – Distributia de eforturi in elementele structurale ale cadrelor din beton armat ce conlucreaza cu panouri din zidarie armata la actiuni orizontale ( Revista Constructiilor 5 / 1998 )

31. Gheorghiu Al. – Statica, stabilitatea si dinamica constructiilor, vol. 1 si vol. 2 (

Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1974 )

32. Gheorghiu Al. – Statica, stabilitatea si dinamica constructiilor, vol. 3 ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1980 )

33. Gheorghiu Al. – Conceptii moderne in calculul constructiilor ( Editura Tehnica,


34. Ghiocel D., Lungu D. – Siguranta constructiilor ( Institul de Constructii Bucuresti – 1973 )

35. Grumuzescu I., Diaconu D., Gavrilescu C. – Consolidarea peretilor din zidarie cu

camasuiala armata cu bare independente ( Gazeta AICR 29 – 30 / 1996 ) 36. Hangan S., Crainic L. – Concepte si metode energetice in dinamica constructiilor

( Editura Academiei – 1980 )

37. Harris C. M., Crede Ch. E. – Socuri si vibratii ( Traducere din limba engleza, Editura Tehnica, Bucuresti – 1969 )

38. Honsner G. W. – Intensity of ground motion during strong earthquake ( California

Institute of Technology, Pasadena – 1952 )

39. Ifrim M. – Utilizarea spectrelor de raspuns in seismologia inginereasca ( Buletinul Stiintific al I. C. B. 10 / 1963 )

40. Ifrim M. – Contributii la elaborarea unei teorii unitare privind comportarea si calculul

structurilor etajate la actiuni seismice ( Teza Doctorat, Bucuresti – 1969 )

41. Ifrim M. – Analiza dinamica a structurilor si inginerie seismica ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1973 )

42. Ifrim M., Dobrescu Al. – Aplicatii in analiza dinamica a structurilor si inginerie

seismica ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1974 )

43. Ifrim M. – Observatii privind consolidarea constructiilor afectate de cutremur ( Sec – tiunea Tehnico – Stiintifica I. C. B., Bucuresti – 1978 )


230

44. Ifrim M. – Some fundamental aspects of earthquake engineering ( Italy, Bergamo – 1978 )

45. Ifrim M. – Earthquake of 4 march 1977 in Romania: Damage and strengthening of

structures ( Canada, Montreal – 1979 )

46. Ifrim M. – Strengthening concept after romanian strong earthquake on march, 1977 ( Turkey, Istambul – 1980 )

47. Ifrim M. – Romanian earthquake on march, 1977: Some specific engineering

aspects ( Greece, Athens – 1982 )

48. Ifrim M. – Dinamica structurilor si inginerie seismica ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1984 )

49. Iliescu E., Nestor A., Nae Z., Titaru E. – Ghid pentru stabilirea solutiilor cadru de

interventie la cladirile avariate de seisme realizate pe baza proiectelor refolosibile ( Consproiect S. A., Ploiesti – 1996 )

50. Key D. – Earthquake design practice for buildings, chapter 10 – Masonry ( Great

Britain, London )

51. Lehr H. – Fundatii ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1957 )

52. Lungu D., Ghiocel D. – Metode probabilistice in calculul constructiilor ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1982 )

53. Lungu D., Craifaleanu I. G., Borcia I. S. – Zonarea caracteristicilor cutremurelor

vrancene si a efectului acestora asupra constructiilor: A III - a Conferinta Nationala de Inginerie Seismica ( Bucuresti – 2005 )

54. Macavei F. – Contributii la determinarea raspunsului dinamic al structurilor spatiale

( Teza de Doctorat, Bucuresti – 1983 )

55. Maldonado N. G., Olivencia L. A. – Solutii utilizate in Argentina la repararea peretilor portanti din zidarie inramata cu samburi si centuri din beton armat ( Spania, Madrid – 1982 )

56. Manoliu I. – Fundatii si procedee de fundare ( Editura Didactica si Pedagogica,


57. Mazilu P. – Statica constructiilor, vol. 2 ( Edituura Tehnica, Bucuresti – 1959 )


231

58. Mironescu M., Bortnowschi A. – Analiza simplificata a structurilor din zidarie la actiuni seismice ( Revista Constructii 4 / 1982 )

59. Negoita Al. – Constructii civile ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1976 )

60. Negoita Al – Aplicatii ale ingineriei seismice, vol. I si II ( Editura Tehnica, Bucuresti

– 1988 )

61. Nestor A., Iliescu E., Iliescu M. – Proiectarea antiseismica a constructiilor cu pereti structurali din zidarie ( Gazeta AICR decembrie / 1994 )

62. Nestor A., Iliescu E. – Elemente de proiectare a peretilor structurali din zidarie

armata ( Gazeta AICR 35 – 36 / 1998 )

63. Nestor A. - Evaluarea analitica in expertizarea constructiilor cu pereti structurali din zidarie nearmata ( Revista Constructii 3 / 1998 )

64. Newmark N. M., Rosenblueth E. – Fundamentals of earthquake engineering ( USA,

New Jersey – 1971 )

65. Okamoto S. – Introduction in earthquake engineering ( USA, New York – 1973 )

66. Olaru D. – Cladiri vechi din zidarie, particularitati in evaluarea sigurantei structurale ( Revista Constructii 4 / 1997 )

67. Oprea Gh., Toader I. – Mecanica constructiilor, vol. 1, partea 1 ( Editura Acadamiei

Militare, Bucuresti – 1973 )

68. Oprea Gh. – Mecanica constructiilor, Parte speciala: stabilitatea si calculul de ordinul II ( Editura Academiei Militare, Bucuresti – 1975 )

69. Oprea Gh. – Mecanica constructiilor, vol. 2 ( Editura Academiei Militare, Bucuresti –

1979 )

70. Oprea Gh. – Metode numerice in rezistenta materialelor ( Editura Academiei Militare, Bucuresti – 1985 )

71. Pacoste C., Stoian V., Dubina D. – Metode moderne in mecanica structurilor ( Edi –

tura Stiintifica si Enciclopedica, Bucuresti – 1988 )

72. Pasta A. – Restaurare antiseismica ( Italia, Palermo – 1991 )

73. Paulay T., Prietsley M. J. N. – Proiectarea antiseismica a structurilor din beton armat si zidarii: Cap. 7 – Structuri din zidarie ( Traducere, Editura Tehnica – 1997 )


232

74. Pestisanu C., Alexandrescu D. – Tehnologia zidariei, betonului si betonului armat ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1972 )

75. Pestisanu C. – Constructii ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1979 )

76. Petrescu G. – Cutremure de pamant ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1959 )

77. Petrovici R. – Nivelurile de protectie antiseismica ale constructiilor proiectate si

realizate in Romania pe baza reglementarilor tehnice din anii 1963 – 1977 ( Revista AICPS, Nr. 1 – 2001 )

78. Popescu Gh., Popescu R., Titaru E. – Studiu privind modelarea structurilor cu pereti

structurali din zidarie ( IPCT S. A, Bucuresti – 1993 )

79. Popescu Gh., Popescu R., Titaru E. – Manual pentru proiectarea cladirilor cu pereti portanti din zidarie nearmata ( IPCT S. A., Bucuresti – 1996 )

80. Posea N., Anghel Al., Popa I. – Probleme de dinamica structurilor ( Editura

Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1994 )

81. Praporgescu D. – Calculul zidariilor, curs litografiat ( Litografia si tipografia invatamantului, Bucuresti – 1958 )

82. Priestley M. J. N. – Ductility of confined masonry shear walls, vol. 15 ( New Zeeland

– 1981 )

83. Priestley M. J. N. – Ductility of confined masonry shear walls, vol 121 ( New Zeeland – 1982 )

84. Radu C., Apopei I. – Contributii la studiul mecanismului in focar al evenimentului

seismic din 4 martie 1977. Cercetari seismologice asupra cutremurului din 4 martie 1977 ( Bucuresti – 1979 )

85. Radu C. – Catalogul cutremurelor puternice produse pe teritoriul Romaniei in

perioada 1901 – 1979. Cercetari seismologice asupra cutremurului din 4 martie 1977 ( Bucuresti – 1979 )

86. Radulescu D. – Studii asupra caracteristicilor de baza ale actiunilor seismice (

Studiu INCERC, Bucuresti – 1983 )

87. Sandi H. – Elemente de dinamica structurilor ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1983 )

88. Sofronie R. – Curs de statica, rezistenta si stabilitatea constructiilor ( I. A. N. B. , Bucuresti – 1984 )


233

89. Sofronie R. , Feodorov V. – Method of antiseismic reinforcement of masonry works ( Romanian Patent Office RO 112373 , Bucuresti – 1995 )

90. Sofronie R. – Performances in seismic strengthening of masonry. Proceedings of

the 13 th World Conference on Earthquake Engineering ( Vancover, B. C., Canada – 2004 )

91. Sofronie R. – Sporirea performantelor zidariei din piatra naturala ( Buletinul AICPS ,

Nr. 1 – 2 / 2005 )

92. Tologea S. – Probleme privind patologia si terapeutica constructiilor ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1975 )

93. Tologea S. – Accidente si avarii in constructii ( Editura Tehnica, Bucuresti – 1979 )

94. Tomazevic M. – Reabilirtarea seismica a cladirilor existente din zidarie portanta.

Cercetari si implicatii practice ( Mexic, Mexico City – 1991 )

95. Titaru E, Cismigiu Al. – Calculul dynamic si spatial al constructiilor la cutremur si la alte actiuni laterale ( Revista Constructii 12 / 1959 )

96. Ungureanu N., Palamaru G. – Interactiunea teren – structura in proiectarea

antiseismica ( Conferinta de Geotehnica si Fundatii, Cluj Napoca – 1983 )

97. Vaicum A. – Conditii de amplasament in ingineria seismica ( Editura Academiei, Bucuresti – 1985 )

98. Valcovici V., Balan St., Voinea R. – Mecanica teoretica ( Editura Tehnica, Bucuresti

– 1968 )

99. Voiculescu M., si altii – Constructii ( Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti – 1995 )

100. Voiculescu M. , si altii – Solutii de consolidare a constructiilor avariate de cutre – mure ( Editura Tehnica, Bucuresti – 2000 )


234

NORMATIVE NORMATIVE NORMATIVE NORMATIVE –––– STANDARDE STANDARDE STANDARDE STANDARDE

1. Instructiuni provizorii pentru prevenirea deteriorarii constructiilor din cauza

cutremurelor si pentru refacerea celor degradate. Monitorul Oficial 19 ianuarie 1942 2. Instructiuni pentru prevenirea deteriorarii constructiilor din cauza cutremurelor.

Monitorul Oficial, nr. 120 / 30 mai 1945

3. P 13 / 63 : Normativ conditionat pentru proiectarea constructiilor civile si industriale din regiuni seismice

4. P 13 / 70 : Normativ pentru proiectarea constructiilor civile si industriale din regiuni

seismice

5. ATC – 3 – 05 – Final Review Draft of Recommended Comprehensive Seismic Design Provisions for Buildings ( Palo Alto, USA – 1972 )

6. STAS 10101 / 0 – 1975 : Actiuni in constructii. Clasificarea si gruparea actiunilor

7. STAS 10101 / 0A – 1977 : Actiuni in constructii. Clasificarea si gruparea actiunilor

pentru constructii civile si industriale

8. STAS 10109 / 0 – 1975 : Lucrari din zidarie. Alcatuire si date constructive

9. STAS 10104 / 1975 – Constructii din zidarie. Principii si metode pentru calculul sectiunilor

10. P 10 / 77 : Normativ pentru proiectarea si executarea lucrarilor de fundatii directe la

constructii

11. P 100 / 78 : Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor de locuinte, social – culturale, agrozootehnice si industriale

12. ATC – Tentative Provisions for the Development of Seismic Regulations for

Buildings, ATC 3 – 06 ( Palo Alto, USA – 1978 )

13. STAS 1928 – 80 : Cherestea de stejar. Clase de calitate

14. P 100 / 81 : Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor de locuinte, social – culturale, agrozootehnice si industriale

15. DIN 1045 – Beton und stahlbeton, bemessung und ausfuhrung ( Deutsches Institut

fur Normung, Berlin – 1981 )


235

16. DIN 4149, Teil 1 – Bauten in erdbebengebieten ( Deutsches Institut fur Normung, Berlin – 1981 )

17. STAS 10109 / 1 – 82 : Lucrari din zidarie. Calculul si alcatuirea elementelor

18. C 17 – 82 : Instructiuni tehnice privind compozitia si prepararea mortarelor pentru

zidarie si tencuiala

19. ACI 318 – 83 – Building Code Requirements for Reinforced Concrete ( ACI – 1983 )

20. CAN – A23.3 – M84 – Designs of concrete structures for buildings ( Canadian Standards Association – 1984 )

21. International Associations for Earthquake Engineering: Earthquake Resistance

Regulations ( Japan, Tokyo – 1984 )

22. P 2 / 85 : Normativ privind alcatuirea, calculul si executarea structurilor din zidarie

23. STAS 3300 / 1 – 85 : Teren de fundare. Principii generale de calcul

24. STAS 3300 / 2 – 85 : Teren de fundare. Calculul terenului de fundare in cazul fundarii directe

25. STAS 1040 – 85 : Lemn rotund de rasinoase pentru constructii. Manele si prajini 26. STAS 4342 – 85 : Lemn rotund de foioase pentru constructii

27. STAS 3363 – 86 : Cherestea de cires, frasin, paltin, par si ulm. Clase de calitate

28. STAS 6709 – 86 : Cherestea de artar, carpen, jugastru, mesteacan si salcam.

Clase de calitate

29. Normativ privind proiectarea si executarea lucrarilor de fundatii directe la constructii. Indicativ P 10 / 86

30. STAS 10101 / 2A1 – 87 : Incarcari tehnologice din exploatare pentru constructii

civile, industriale si agrozootehnice

31. ISO 8930 – General principles on reliability for structures: List of equivalent terms, International Organisation for Standardisation – 1987

32. STAS 10690 – 89 :Zidarie din blocuri de sticla (caramizi presate cu goluri din sticla)


236

33. STAS 10107 / 0 – 90 : Calculul si alcatuirea elementelor structurale din beton, beton armat si beton precomprimat

34. STAS 10101 / 20 – 90 : Incarcari date de vant

35. STAS 10101 / 21 – 92 : Incarcari date de zapada

36. P 100 / 92 :Normativ pentru proiectarea antiseismica a constructiilor de locuinte,

social – culturale, agrozootehnice si industriale

37. NP 019 – 1997 : Ghid pentru calculul la stari limita a elementelor structurale din lemn

38. Building Seismic Safety Council, BSSC, NEHRP Recommended provisions for

seismic regulations for new buildings, Part 1 and Commentary, Part 2 ( Federal Emergency Management Agency, USA – 1998 )

39. Eurocode 6 – Common unified rules for masonry structures ( BA Haseltine, London

– 1998 )

40. NE 012 / 99 : Cod de practica pentru executarea lucrarilor din beton, beton armat si beton precomprimat. Partea A : Beton si beton armat

41. SR EN 1313 – 1 + A1 : 2001 : Lemn rotund si cheresrea. Abateri admisibile si

dimensiuni preferentiale. Partea 1 : cherestea de rasinoase

42. NP 005 – 2003 : Normativ privind proiectarea constructiilor din lemn

43. SR EN 1611 – 1 : 2001 + A1 :2003 : Cherestea. Clasificare dupa aspect a lemnului de rasinoase. Partea 1 : molid, brad, pin, Douglas si larice europene

44. SR EN 1998 – 1 : 2004 : Eurocod 8 : Proiectarea structurior pentru rezistenta la

cutremur ; Partea 1 : Reguli generale, actiuni seismice si reguli pentru cladiri

45. NP 112 – 2004 : Normativ pentru proiectarea si executarea lucrarilor de fundatii directe la constructii

46. SR EN 1992 – 1 – 1 : 2004 : Eurocod 2 : Proiectarea structurilor din beton. Partea 1

– 1 : Reguli generale pentru cladiri

47. SR EN 998 – 2 : 2004 :Specificatie a mortarelor pentru zidarie. Partea 2 : Mortare pentru zidarie


237

48. SR EN 771 – 1 : 2003 + A1 : 2005 : Specficatii ale elementelor pentru zidarie. Partea 1 : Elemente pentru zidarie din argila arsa

49. SR EN 771 – 2 : 2003 + A1 : 2005 : Specficatii ale elementelor pentru zidarie.

Partea 2 : Elemente pentru zidarie din silico – calcare

50. SR EN 771 – 3 : 2004 + A1 : 2005 : Specficatii ale elementelor pentru zidarie. Partea 3 : Elemente pentru zidarie din beton cu agregate grele si usoare

51. SR EN 771 – 4 : 2004 + A1 : 2005 : Specficatii ale elementelor pentru zidarie.

Partea 4 : Elemente pentru zidarie din beton celular autoclavizat

52. SR EN 771 – 5 : 2004 + A1 : 2005 : Specficatii ale elementelor pentru zidarie. Partea 5 : Elemente pentru zidarie din piatra artificiala

53. NP – 082 – 04 : Cod de proiectare. Bazele proiectarii si actiuni asupra constructiilor.

Actiunea vantului

54. CR 0 – 2005 : Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor in constructii

55. CR 1 – 1 – 3 : 2005 : Cod de proiectare. Evaluarea actiunii zapezii asupra constructiilor

56. SR EN 771 – 6 : 2006 : Specficatii ale elementelor pentru zidarie. Partea 6 :

Elemente pentru zidarie din piatra naturala

57. P 100 – 1 / 2006 : Cod de proiectare seismica – Partea I – Prevederi de proiectare pentru cladiri

58. CR 6 / 2006 : Cod de proiectare pentru structuri din zidarie


238

Prescurtari folosite in bibliografie A C I – American Concrete Institut, Detroit, USA

A S C E – American Society of Civil Engineers, New York, USA

C E B – Comite Euro – International du Beton, Paris, France

C E U C C – Departament of Civil Engineering, University of California, Berkeley, USA

E E R C – Earthquake Engineering Institute, El Cerrito, USA

N Z S E E – New Zeeland National Society for Earthquake Engineering, New Zeeland

U C B – University of California, Berkeley, USA

W C E E – World Conference of Earthquake Engineering

P E E R – Pacific Earthquake Engineering Research Center, Berkley, USA

U A I M – Universitatea de Arhitectura “ Ion Mincu “

U P B – Universitatea Politehnica Bucuresti

U P Cluj Napoca – Universitatea Politehnica Cluj Napoca

U P Iasi – Universitatea Politehnica Iasi

U P Timisoara Universitatea Politehnica Timisoara

U S G S – United States Geological Survey

U T C B – Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti

INCERC – Institutul National de Cercetare – Dezvoltare in Constructii si Economia Constructiilor


239

OBSERVATII


240


241


242


243

De continuat ….

cuprinscuprins - digilib.utcb.rodigilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/turcanuandrei.pdf · putin o...

Documents