proiect expertizare

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCURESTI FACULTATEA DE CONSTRUCTII CIVILE INDUSTRIALE SI AGRICOLE

Expertizarea si consolidarea

seismica a constructiilor din

beton armat

CASIU ANDREI

P.C.C.I.Z.S. AN II GRUPA 1


1

TEMA 1

Evaluarea fortei seismice convenionale conform: P.13-63, P100-78, P100-92,

P100-1/2006 pentru clasele de ductilitate H si M. Comparati valorile coeficientului seismic c.

1.EVALUAREA FORTEI SEISMICE CONVENTIONALE CONFORM P.13-63

Sarcina seismica orizontala totala care actioneaza asupra unei constructii (forta taietoare

la baza constructiei) se determina cu formula:

S = cQ in care :

c este coeficientul de seismicitate care se calculeaza cu formula:

c = Ks s 0.02.

Coeficientii care intervin in calculul coeficientului de seismicitate

1. Ks coeficientul care introduce influenta gradului de seismicitate de calcul si se

determina din tabelul de mai jos :

Gradul de seismicitate de calcul pentru constructii

Gradul de seismicitate de calcul se stabileste pe baza:

- gradului de seismicitate al zonei in care este amplasata constructia;

- clasei de importanta a constructiei.

Gradul de seismicitate al zonei se ia dupa harta de macrorazonare seismica a teritoriului

R.P.R., data in STAS3684 63 Grade de intensitate seismica.

Pentru orasul Craiova coeficientul Ks nu este specificat


2

2. este coeficientul dinamic, determinat pentru un sistem cu un singur grad de libertate, in

functie de perioada proprie de vibratie (modul de vibratie pentru care se face calculul) si de

natura terenului de fundatie si care se stabileste in modul urmator:

- pentru terenuri de fundatie avand presiunea admisibila la incarcari fundamentale

2kg / cm2 avem 0.6 = 0.9 3

T

(vezi figura de mai jos);

- pentru terenuri de fundatie avand presiunea admisibila la incarcari fundamentale

< 2kg / cm2 valorile lui din formula de mai sus se sporesc cu 25%,

respectandu-se conditia 3;

- pentru terenuri de fundatie maloase, moi imbibate cu apa pana la nivelul fundatiilor,

valorile lui din formula de mai sus se sporesc cu 50%, respectandu-se conditia

3.

3. este coeficientul de echivalenta, prin care se face trecerea de la sistemul conventionalcu

un grad de libertate la sistemul real cu mai multe grade de libertate si care se determina astfel:


3

- este deplasarea orizontala a axului structurii la nivelul k dupa directia de

actiune a sarcinilor seismice, pentru modul de vibratie considerat in calcul;

-

este deplasarea la nivelul k raportata la deplasarea extremitatii

superioare a structurii.

4. este coeficient care tine seama de influenta materialului si a structurii constructiei

asupra amortizarii prin frecare interioara a vibratiilor produse de sarcinile seismice si care se

determina astfel:

- pentru toate constructiile in afara de cele mentionate mai jos =1.0 ;

- pentru constructiile cu schelet in cadre de beton armat si constructiile cu acoperis articulat pe

stalpi de beton armat =1.2 ;

- pentru constructiile inalte, foarte flexibile, de tipul cosurilor de fum independente,

castelelor de apa, antenelor de radio sau televiziune =1.5 .

Avand in vedere amplasamentul constructiei analizate,respectiv orasul Craiova, gradul de

seismicitate, c, va fi egal cu 0.02.

c=0.02


4

Rezultanta sarcinilor gravitationale este forta de nivel Qk pentru toate nivele kale

constructiei si care se determina prin multiplicarea sarcinilor gravitationale normale cu

coeficientii de supraincarcare dati in tabelul de mai jos:

La

cladi

rile

civile

si

indu

strial

e de

tipuri

cure

nte

se

admi

te,

pentru simplificare ca, in locul

multiplicarii sarcinilor normate cu coeficientii de supraincarcare din tabel, sa se introduca

valoarea sarcinilor de calcul determinate pentru verificarea la sarcini fundamentale si climatice

(sarcinile normate multiplicate cu coeficientii de supraincarcare prescrisi pentru aceasta

verificare) cu un coeficient global de reducere:

- 0.85 pentru cladiri civile si hale industriale parter;

- 0.80 pentru hale industriale etajate si depozite etajate.


5

NIVEL CURENT

Nr.crt Incarcare

Valoare

caracteristica

(kN/m)

Coeficient de

supraincarcare

Valoare de

calcul

(kN/m)

1

Incarcare

greutate proprie

planseu

3.00 1 3.00

3 Incarcare

pardoseala 1.50 1 1.50

4 Incarcare utila 1.60 0.8 1.28

5 Incarcare pereti

interiori 1.20 1 1.20

TOTAL 7.30

7.00

TERASA

Nr.crt Incarcare

Valoare

caracteristica

(kN/m)

Coeficient de

supraincarcare

Valoare de

calcul

(kN/m)

1

Incarcare

greutate proprie

planseu

3.00 1 3.00

2 Incarcare termo-

izolatii 2.00 1 2.00

3 Incarcare din

zapada 2.00 0.8 1.60

TOTAL 7.00

6.60


6

GREUTATE ELEMENTE STRUCTURALE

Nr.crt Incarcare

Valoare

caracteristica

(kN)

Nr.elemente

Valoare de

calcul

(kN)

1 Greutate proprie

grinzi 600x250 18.90 18 2041.20

2 Greutate proprie

grinzi 500x250 11.40 41 2804.40

3 Greutate proprie

stalpi 450x450 15.19 22 2044

3 Greutate proprie

stalpi 500x500 18.75 14 1575.00

TOTAL 64.24

8425.40

GREUTATE PERETI

INCHIDERE

Nr.crt Incarcare

Valoare

caracteristica

(kN/ml)

Perimetru

Valoare de

calcul

(kN)

1 Pereti inchidere

zidarie c.p.p 24cm 13.68 111.6 4396.86

=> forta seismica orizontala


7

2.EVALUAREA FORTEI SEISMICE CONVENTIONALE CONFORM P100 78

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:

Unde

1) ckr se numeste coeficient seismic de nivel corespunzator nivelului k si modului de

vibratie r ;

2) ks coeficient seismic corespunzator gradului de protectie antiseismica a constructiei.

Reprezinta raportul dintre acceleratia maxima a miscarii seismice a terenului

corespunzatoare gradului de protectie antiseismica a constructiei si acceleratia gravitatiei.

Valorile lui ks se dau in tabelul de mai jos :

Conform tabelului anterior, ks=0.09

3) r coeficient dinamic corespunzator modului propriu de vibratie r al constructiei. Acesta se

determina in functie de perioada proprie de vibratie a structurii Tr (pentru modul propriu de

vibratie considerat) si de natura terenului de fundatie dupa cum urmeaza:

- terenuri de fundare de rigiditate normala,

, respectandu-se conditiile 0.75 2.0 r , cu

Tr exprimat in secunde;

- pentru terenuri de fundare rigide: terenuri stancoase, straturi formate din depozite

stabile de nisipuri, pietrisuri sau argile de consistenta mare (straturi tertiare sau mai

vechi) etc., valorile coeficientului r se reduc cu 20%, respectandu-se inegalitatea

de mai sus;

- pentru terenuri de fundare de rigiditate redusa: straturi formate din argile de consistente

reduse (indicele de consistenta < 0.5 Ic cu sau fara intercalatii de nisip

sau alte formatiuni necoezive, nisipuri in stare afanata (grad de indesare D < 0.33),

loessuri cu umiditate ridicata (w > 20%) sau in cazul terenurilor argiloase sau


8

nisipoase cu nivelul apei subterane ridicat (adancime < 5 m), valorile coeficientului

r se majoreaza cu 30%, dar fara a depasi insa valoarea limita r = 2.5

r = 2.0

4) este coeficientul 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 neconsiderare in calcul rezultate din conlucrarea structuriicu

elementele nestructurale si de efectul amortizarii vibratiilor. Valorile coeficientului sunt date

in tabelul de mai jos. :

=0.2

5)

e

ste

coefi

cient

ul de

echi

vale

nta

intre

siste

mul

real

si

cel

cu

un

grad

de libertate, corespunzator modului r de vibratie :

(

)


9

este componenta dupa gradul de libertate (k) a formei proprii corespunzatoare modului de

vibratie r. Formele proprii se determina prin metodele dinamicii constructiilor.

6) Gk

reprezinta rezultanta incarcarilor gravitationale.

7) Rezultanta incarcarilor seismice orizontale (forta taietoare de baza) se poate calcula fie prin

insumarea incarcarilor seismice orizontale de nivel Skr, fie direct cu ajutorul relatiei:

EVALUAREA FORTEI SEISMICE CONVENTIONALE CONFORM P100-92

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 deformare

postelastica. Incarcarile seismice orizontale care actioneaza asupra constructiei se determina

pentru fiecare mod propriu de vibratie. In cazul particular in care oscilatiile proprii se produc

intrun plan, rezultanta incarcarilor seismice orizontale (forta taietoare de baza)

corespunzatoare directiei de miscare considerate pentru teren si modului propriu de vibratie r

este data de:

1) cr este coeficientul seismic global corespunzator modului de vibratie r;

2) G este rezultanta incarcarilor gravitationale pentru intreaga structura;

3) este coeficient de importanta a constructiei functie de clasele de importanta.Acestia

Nivel Gk uk Gkuk Gkuk2

6 6417 1 6417 6417

0.80

5 7059 0.833 5880.147 4898.16

4 7059 0.667 4708.353 3140.47

3 7059 0.5 3529.5 1764.75

2 7059 0.323 2280.057 736.458

1 7059 0.167 1178.853 196.868


10

diferentiaza nivelurile de protectie antiseismica ale constructiilor in functie de clasele lor de

importanta. Pe baza criteriilor de performanta constructiile sunt impartite in patru clase de

performanta.

Pentru structura analizata se considera clasa de importanta III => =1.0

4) ks este coeficient functie de zona seismica de calcul a amplasamentului si reprezinta

raportul dintre acceleratia maxima a miscarii seismice a terenului (considerata cu o

perioada de revenire de circa 50 de ani) corespunzatoare unei zone seismice de calcul si

acceleratia gravitatiei. Valorile coeficientului ks sunt date in tabelul de mai jos functie de zonele

seismice de calcul indicate in harta.


11

Orasul Craiova este amplasat in zona seismica de calcul D, ks=0.16

5) r coeficient de amplificare dinamica in modul r de vibratie, functie de compozitia spectrala

a miscarii seismice la amplasament; se determina in functie de perioadele oscilatiilor proprii

Tr ale constructiilor si de caracteristicile seismice ale zonei caracterizate prin perioadele de

colt Tc cu relatiile:

( )

Tr =0.65 s < Tc =1.5 s ( conform P100/92) => r=2.5

6) coeficient de reducere a efectelor actiunii seismice tinand seama de ductilitatea structurii,

de capacitatea de redistribuire a eforturilor, de ponderea cu care intervin rezervele de

rezistenta neconsiderare in calcul, precum si de efectele de amortizare altele decat cele

asociate structurii de rezistenta :


12

Structura se incadreaza in A. Structuri din beton armat Structuri in cadre etajate in care

peretii de umplutura nu sunt considerati elemente structurale => =0.2

7) r coeficientul de echivalenta intre sistemul real si un sistem cu un grad de libertate

corespunzator modului propriu r (acest mod de definire este valabil pentru cazul particular al

oscilatiilor plane) :

(

)

- componenta dupa gradul de libertate k a vectorului propriu de ordinul r;

- rezultanta incarcarilor gravitationale ale nivelului k

r =0.80 (vezi punctele anterioare)

8) Rezultanta incarcarilor seismice orizontale este parametrul principal prin care se coreleaza

capacitatile de rezistenta ale suprastructurii, infrastructurii, fundatiilor si terenului de fundare si


13

prin care se evalueaza capacitatea de rezistenta la forte orizontale a ansamblului teren

structura. Distributia pe verticala constructiei a fortei Sr se face astfel cu ajutorul formulei :

EVALUAREA FORTEI SEISMICE CONVENTIONALE CONFORM P100-1/2006

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

orizontala principala considerata in calculul cladirii, se determina dupa cum urmeaza:

( )

Sd ordonata spectrului de raspuns de proiectare corespunzatoare perioadei fundamentale T1;

T1 perioada proprie fundamentala de vibratie a cladirii in planul ce contine directia orizontala

considerata;

m masa totala a cladirii calculata ca suma a maselor de nivel ;

I factorul de importanta-expunere al constructiei din sectiunea 4.4.5 ;

factor de corectie care tine seama de contributia modului propriu fundamental prin masa

modala efectiva asociata acestuia, ale carui valori sunt :

= 0,85 daca T1 TC si cladirea are mai mult de doua niveluri

= 1,0 in celelalte situatii;

Perioada proprie fundamentala T1 se determina pe baza unor metode de calcul dinamic

structural. Pot fi utilizate si metode aproximative cum ar fi metoda energetica Rayleigh

descrisa in anexa B.

1) I factorul de importanta-expunere al constructiei din sectiunea 4.4.5 ;


14

2) Sd(T), spectrul de proiectare pentru acceleratii exprimat in m/s, este un spectru de raspuns

inelastic care se obtine cu relatiile urmatoare :

( ) [

]

( ) ( )

ag acceleratia terenului pentru proiectare, pentru fiecare zona de hazard seismic,

corespunzand unui interval mediu de recurenta de referinta de 100 ani. Zonarea acceleratiei

terenului pentru proiectare ag in Romania, pentru evenimente seismice avand intervalul mediu

de recurenta (al magnitudinii) IMR = 100 ani, este indicata in figura urmatoarea si se foloseste

pentru proiectarea constructiilor la starea limita ultima.


15

ag=

0.1

6g

( )

est

e

spe

ctru

l de

ras

pun

s

ela

stic

pen

tru

co

mponentele orizontale ale acceleratiei terenului si se determina cu relatiile :

( ) ( )

( )

( )

( )

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

Perioada de control (colt) TB poate fi exprimata in functie de TC : TB=0,1TC. Perioada de control

(colt) TD a spectrului de raspuns reprezinta granita dintre zona (palierul) de valori maxime in

spectrul de viteze relative si zona (palierul) de valori maxime in spectrul de deplasari relative.

TB si TC sunt limitele domeniului de perioade in care acceleratia spectrala are valorile maxime

si este modelata simplificat printr-un palier de valoare constanta.


16

Tc=1.0s

=> ( )


17

Pentru structura analizata s-a determinat anterior o perioada proprie de vibratie

T1=0.65s

q este factorul de comportare al structurii (factorul de modificare a raspunsului elastic in

raspuns inelastic), cu valori in functie de tipul structurii si capacitatea acesteia de disipare a

energiei.

Clasa de ductilitate M

Pentru structura in cadre din beton armat raportul

=> q= 4.75

=>

( ) ( )

3) , masa totala a cladirii calculata ca suma a maselor de nivel;

4) = 0,85 daca T1 TC si cladirea are mai mult de doua niveluri;

Relatia fortei seismice convetionale se mai poate scrie si sub forma urmatoarea :

c este coeficientul seismic global , ( )

G greutatea totala a structurii , G = 42355 kN

=>


18

Clasa de ductilitate H

Pentru structura in cadre din beton armat raportul

=> q= 6.75

=>

( ) ( )

3) , masa totala a cladirii calculata ca suma a maselor de nivel;

4) = 0,85 daca T1 TC si cladirea are mai mult de doua niveluri;

Relatia fortei seismice convetionale se mai poate scrie si sub forma urmatoarea :

c este coeficientul seismic global , ( )

G greutatea totala a structurii , G = 42355 kN

=>


19

0.02

0.03

0.064

0.076

P.13-63 P100 78 P100 92 P100 1/2006

EVOLUTIA COEFICIENTULUI SEISMIC (C)

Se observa o crestere semnificativa a factorului seismic in codurile recente de proiectare

seismica in comparatie cu nivelul din 1963 bazata pe experienta acumulata in urma

evenimentelor din anii 1977,1986 si 1990 si a progresului inregistrat la nivel global asupra

comportamentului structurilor din beton armat la actiuni seismice importante.

Normativ

Forta seismica

conventionala

(kN)

Coeficient

seismic

c

P.13-63 823 0.02

P100 78 1220 0.03

P100 92 2710 0.064

P100 -1/2006 3149 0.076


20

TEMA 2

Evaluarea analitica prin calcul cu METODOLOGIA DE NIVEL 1

2.1 Evaluarea simplificata a perioada proprii de vibratie si a masei totale;

2.2 Calculul fortei seismice si a fortelor seismice de nivel ;

2.3 Calculul

2.4 Calculul

1. EVALUAREA SIMPLIFICATA A PERIOADEI PROPRII DE VIBRATIE SI A MASEI

TOTALE

Evaluarea prin calcul reprezinta un procedeu cantitativ prin care se verifica daca structurile

existente, degradate sau nu, satisfac cerintele starilor limita considerate la actiunea seismica

de calcul asociata acestora. Incadrarea in clasele de risc seismic se face pe baza valorii

obtinute pentru indicatorul R3 gradul de asigurare structurala seismica.

Conform P100-3/2008 metodologia de nivel 1 se poate aplica constructiilor regulate in cadre

de beton armat, cu sau fara pereti de umplutura din zidarie cu pana la 3 niveluri, amplasate in

zone seismice cu valori ag0,12g. Cu toate acestea, pentru exemplificare, metodologia de

nivel 1 va fi utilizata ca un exercitiu ce permite o comparatie cu rezultatele celorlalte doua

metodologii.

In aceasta metodologie evaluarea efectelor actiunii seismice de proiectare implica

determinarea intr-un mod simplificat a eforturilor unitare normale si tangentiale in elementele

verticale ale structurii. Aceste eforturi se impart la eforturile unitare admisibile si se obtin astfel

valori diferite ale gradului de asigurare structurala seismica: valori asociate fortelor axiale si

valori asociate fortelor taietoare. Pentru a determina valoarea acceleratiei normalizate de

proiectare este necesar sa se determine perioada fundamentala de vibratie a structurii.

Aceasta se estimeaza simplificat utilizand una dintre ecuatiile:


21

Nivel Masa de nivel mk

(t)

6 802

5 802

4 802

3 802

2 802

1 802

2. CALCULUL FORTEI SEISMICE SI A FORTELOR SEISMICE DE NIVEL

Se considera un factor de comportare q=2.5

( )

Nivel Inaltimea de nivel hi (m)

Forta seismica de nivel

[kN]

Forta taietoare de

nivel [kN]

5 18 2057 2057

4 15 1714 3771

3 12 1371 5142

2 9 1028 6170

1 6 686 6856

P 3 343 7199

3. CALCULUL

In metodologia de nivel 1 gradul de asigurare structurala seismica asociat fortelor taietoare din

elementele verticale se determina cu relatia (8.1a) din P100-3/2008:

reprezinta efortul tangential mediu, calculat ca raportul dintre forta taietoare de nivel si

aria totala a sectiunilor transversale ale stalpilor de la nivelul respectiv; iar este valoarea

de referinta admisibila a efortului unitar tangential in elementele verticale.


22

Conform Anexei B din P100-3 egala cu , unde este rezistenta de proiectare

la intindere a betonului. Astfel = 0,89 N /mm2 pentru un beton asimilat unei clase C12/15 si

pentru un factor de incredere de CF=1.2, iar 2 = 0.356 N/ mm .

Pentru fiecare nivel al structurii rezulta urmatoarele valori ale gradului de asigurare structurala

asociat fortelor taietoare:

Nivel Forta

taietoare de nivel [kN]

Aria totala a stalpilor Ac [m2]

med (N/mm2)

R3V

5 2057 8 0.26 1.72

4 3771 8 0.47 0.94

3 5142 8 0.65 0.69

2 6170 8 0.78 0.57

1 6856 8 0.86 0.52

P 7199 8 0.90 0.49

4. CALCULUL

Pentru a calcula valorile gradului de asigurare structurala asociate fortelor axiale din stalpi este

necesar sa se determine valorile medii ale eforturilor unitare normale in sectiunile stalpilor din

incarcarile verticale asociate gruparii de incarcari care include actiunea seismica. Incarcarile

gravitationale se determina pe baza ariilor aferente de planseu, iar componenta fortei axiale

indirecte generata de forta seismica orizontala se ia in considerare numai pentru stalpii

marginali.Este de asteptat ca valoarea fortei axiale indirecte generata de actiunea seismica

pe directie transversala sa fie superioara celei asociate miscarii seismice pe directie

longitudinala. In consecinta pentru a reduce volumul de calcule s-a optat pentru determinarea

indicatorilor doar la primele 2 niveluri ale cadrului transversal curent.


23

Forte axiale din incarcari gravitationale de lunga durata

Pentru determinarea fortei axiale indirecte din actiunea seismica se considera ca forta

seismica de baza se distribuie la cele 9 cadre transversale :

Se determina momentele globale de rasturnare la cele doua nivele,considerand o distributie

triunghiulara a fortelor seismice :

(

) (

)

Aaf=7.65 m2 Aaf=13.72 m2 Aaf=13.72 m2 Aaf=7.65 m2

E1

P

63

7 k

N7

64

kN

85

5 k

N

85

5 k

N

10

25

kN

10

25

kN

63

7 k

N7

64

kN


24

Forte axiale indirecte din actiunea miscarii seismice

Prin superpozitia fortelor axiale din incarcari gravitationale cu cele indirecte generate de

actiunea fortei seismice pe directie transversala orientata atat in sens pozitiv, cat si negativ,

rezulta urmatoarele valori maxime ale fortelor axiale de compresiune din stalpi:

Eforturi axiale normalizate in stalpii primelor 2 niveluri

42

0kN

56

0kN

42

0kN

56

0kN

17.4

MRE1

= 7308 kNm

MRP= 9744 kNm

N= 1057 kN N= 855 kN N= 855 kN N= 1057 kN

b= 450mm b= 500mm b= 500mm b= 450mm

h= 450mm h= 500mm h= 500mm h= 450mm

= 0.42 = 0.27 = 0.27 = 0.42

N= 1324 kN N= 1025 kN N= 1025 kN N= 1324 kN

b= 450mm b= 500mm b= 500mm b= 450mm

h= 450mm h= 500mm h= 500mm h= 450mm

= 0.52 = 0.33 = 0.33 = 0.52


25

Valoarea maxima a eforturilor axiale normalizate se inregistreaza in stalpul marginal din axele

A si D pentru care . Conform Anexei B din P100-3, pentru stalpi valoarea

admisibila a fortei axiale normalizate de compresiune este ,rezulta ca:

In concluzie, in metodologia de nivel 1, gradul global de asigurare structurala seismica este:

(

)

Clasa de risc seismic asociata punctajului obtinut de indicatorul R3 se stabileste conform

tabelului 7.5, ce reprezinta o reproducere a tabelului 8.3 din codul P100-3:

Structura analizata se incadreaza in clasa II de risc seismic avand un grad moderat de

prabusire la cutremurul de proiectare corespunzator starii limite ultime.


26

TEMA 3

Evaluarea analitica prin calcul cu METODOLOGIA DE NIVEL 2

3.1. Analiza modala 3.2. Calculul fortei seismice si verificarea deplasarilor relative de nivel

3.3. Calculul si

pentru grinda CTC si P

3 4 Calculul si

pentru stalpii CTC si P 3.5. Calculul la nivelul parterului

In metodologia de nivel 2 efectele cutremurului sunt aproximate printr-un set de forte

conventionale aplicate constructiei. Marimea fortelor laterale trebuie stabilita astfel incat

deplasarile obtinute in urma unui calcul liniar al structurii la aceste forte sa aproximeze

deformatiile impuse structurii de catre fortele seismice. In cazul in care perioada constructiei

este mai mare decat valoarea perioadei de colt Tc a spectrului este valabil asa-numita regula

a deplasarii egale ce precizeaza ca deplasrile rspunsului elastic reprezint o limit

superioar a deplasrilor seismice neliniare. In consecinta, pentru aceste situatii fortele

laterale aplicate structurii sunt cele corespunztoare rspunsului seismic elastic evaluat pe

baza spectrului de rspuns neredus prin factorul q. Insa in cazurile in care perioada

fundamentala a cladirii este inferioara perioadei de colt deplasrile inelastice efective

depasesc valorile corespunzatoare rspunsului elastic si pentru evaluarea lor trebuie aplicate

corectii. Astfel, in cazul cutremurelor vrancene inregistrate in Campia Romana pentru care Tc

= 1.6 sec, majoritatea cladirilor existente se inscriu in domeniul 0 Tc. Din acest motiv, pentru

evaluarea deplasarilor asociate starii limita ultime se corecteaza inmultind valorile deplasarilor

obtinute din calculul structural cu incarcarile seismice elastice (nereduse) cu coeficientul de

amplificare c din anexa E din P100-1/2006.

In metodologia de nivel 2, verificarea elementelor structurale se face la starea limita ultima si,

respectiv, starea limita de serviciu, similar conditiilor prevazute de P100-1/2006 la proiectarea

structurilor noi. In cazul SLS se efectueaza numai verificari ale deplasarilor laterale, in timp ce

in cazul SLU se efectueaza si verificari ale rezistentelor elementelor structurale.

Pentru a obtine deplasarile si eforturile sectionale in elementele structurale din beton armat s-a

realizat un model tridimensional al structurii de rezistenta. Pentru structura in cauza s-au

analizat numai efectele actiunii seismice pe directia transversala.


27

Perspectiva model de calcul


28

Sectiune transversala

Sectiune longitudinala


29

Plan etaj curent

1.ANALIZA MODALA

In urma calcului modal pe directia transversala au rezultat urmatoarele date :

Mod propriu de

vibratie

Perioada proprie [s]

Factor de participare

modala

Suma factorilor de participare

modala

1 1.131 0.833 0.833

2 0.379 0.101 0.934

3 0.219 0.038 0.972

4 0.153 0.018 0.990

5 0.121 0.008 0.998

6 0.106 0.002 1.000


30

Modul 1 de vibratie (T1=1.13s ) Modul 2 de vibratie (T2=0.38 s) Modul 3 de vibratie (T3=0.22 s)


31

2. CALCULUL FORTEI SEISMICE SI VERIFICAREA DEPLASARILOR RELATIVE DE NIVEL

Se va evalua incarcarea seismica in conformitate cu prevederile din P100-1/2006 fara

a lua in calcul ductilitatea globala structurii cuantificata prin factorul de comportare q.

( )

Verificarea deplasarilor relative de nivel

1. Verificarea la starea limita de serviciu (SLS)

(1) Verificarea la starea limita de serviciu are drept scop mentinerea functiunii principale

a cladirii in urma unor cutremure, ce pot aparea de mai multe ori in viata constructiei,

prin limitarea degradarii elementelor nestructurale si a componentelor instalatiilor

constructiei. Prin satisfacerea acestei conditii se limiteaza implicit si costurile reparatiilor

necesare pentru aducerea constructiei in situatia premergatoare seismului.

(2) Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei:

drSLS = *dre dr,a

SLS

drSLS deplasarea relativa de nivel sub actiunea seismica asociata SLS

factor de reducere care tine seama de intervalul de recurenta al actiunii seismice

asociat verificarilor pentru SLS. Valoarea factorului este:

0.4 pentru cladirile incadrate in clasele I si II de importanta

0.5 pentru cladirile incadrate in clasele III si IV de importanta.

dre deplasarea relativa a aceluiasi nivel, determinata prin calcul static elastic sub

incarcari seismice de proiectare

dr,aSLS valoarea admisibila a deplasarii relative de nivel. In lipsa unor valori specifice

componentelor nestructurale utilizate; dr,aSLU =0.008

2. Verificarea la starea limita ultima (SLU)

(1) Verificarea la starea limita ultima are drept scop evitarea pierderilor de vieti omenesti

la atacul unui cutremur major, foarte rar, ce poate aparea in viata unei constructii, prin

prevenirea prabusirii totale a elementelor nestructurale. Se urmareste deopotriva

realizarea unei marje de siguranta suficiente fata de stadiul cedarii elementelor

structurale.

(2) Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei:

drSLU =c*dre dr,a

SLU


32

drULS deplasarea relativa de nivel sub actiunea seismica asociata ULS

c coeficient de amplificare al deplasarilor, care tine seama ca pentru T


33

3.CALCULUL SI

PENTRU GRINDA CTC SI P

Efectuarea verificarilor de rezistenta in cazul SLU depinde de modul de cedare ductil

sau fragil al elementului structural sub actiunea efortului considerat. Modurile de cedare

ale elementelor de beton armat sunt definite in Anexa B din P100-3/2008. Eforturile

sectionale de calcul in elementele cu comportare inelastica se evalueaza conform

noului cod de evaluarea seisimica pe baza relatiei de principiu:

( ) , in care

reprezinta efortul din actiunea seismica considerand spectrul de raspuns elastic

(neredus);

este efortul din actiunile neseismice asociate combinatiilor de incarcari ce includ

actiunea seismica;

reprezinta factorul de comportare corespunzator tipului de element analizat, respectiv

naturii cedarii asociate tipului de efort considerat.

Pentru cedarile de tip ductil capacitatea elementelor se determina cu rezistentele medii

ale materialelor impartite la coeficientii partiali de siguranta si la factorul de incredere

CF=1.20 asociat nivelului de cunoastere normala KL2.

In cazul cedarilor fragile verificarea consta in compararea efortului rezultat sub actiunea

fortelor laterale si gravitationale, asociate plastificarii elementelor structurale ductile ale

structurii, cu valoarea efortului capabil calculat cu valorile minime ale rezistentelor

materialelor.

rezistenta medie de calcul la compresiune a betonului C12/15

rezistenta medie de calcul la intindere a betonului C12/15

rezistenta medie de calcul la intindere pentru otel PC52

rezistenta medie de calcul la intindere pentru otel OB37

procent de armare al armaturii intinse,al armaturii comprimate si procentul de

armare transversala

forta taietoare de proiectare

,

moment incovoietor, respectiv forta taietoare generate de actiunea seismica

considerand spectrul de raspuns elastic

,

moment incovoietor, respectiv forta taietoare generate de actiunea

incarcarilor gravitationale de lunga durata (incluse in gruparile de incarcari speciale

asociate actiunii seismice)


34

factorul de comportare ductila asociat sectiunii considerate (conform P100-3/2008

ANEXA B)

Factorul q se calculeaza in functie de raportul ( ) si de nivelul fortei taietoare

raportat la capacitatea sectiunii de beton la intindere, in tabelul urmator fiind prezentate

valorile acestuia; pentru valori intermediare se va interpola liniar; se obtine o valoare

pentru qductil , iar in functie de valoarea procentului de indeplinere de conformare ductila

a elementului pentru clasa M de ductilitate (conform P100-1/2006 capitolul 5) se va

determina valoarea finala a factorului q pentru sectiunea respectiva.

moment incovoietor de calcul asociat comportarii inelastice

( ) moment incovoietor capabil al sectiunii respective

gradul de asigurare seismica structurala la moment incovoietor


35

10 %-

10 %

75 %

Conditii de alcatuire si detaliere - GRINZI

1.Pentru clasa M de ductilitate, capacitatea la momente pozitive pe reazeme este cel

puin 40% din capacitatea la momente negative (10%)2.La partea superioar i inferioar a grinzilor se prevd cel puin cte dou bare cu

suprafaa profilat 14 mm (10%);

8. Raportul ntre limea bw i nlimea seciunii hw nu va fi mai mic dect 1/4(10%)9. Excentricitatea axului grinzii, n raport cu axul stlpului la noduri va fi cel mult 1/3 din

limea bc a stlpului normal la axa grinzii (10%).

Verificare

10 %

10 %

10 %

15 %

-

10 %

3. Cel puin un sfert din armtura maxim de la partea superioar a grinzilor se prevede

continu pe toat lungimea grinzii (10%);4. Pentru clasa M de ductilitate, n zonele critice ale grinzii, distana dintre etrieri trebuie

s fie s min{hw/4; 200 mm; 8dbL} (15%);

5. Coeficientul de armare longitudinal din zona ntins satisface condiia: 0,5

fctm/fyk

6. Distana interax dintre armturile longitudinale nu este mai mare de 200 mm (10%);7. nndirile armturilor din grinzi se realizeaz n afara zonelor critice (15%).


36

fcm= 20 MPa fym= 405 MPa fywm= 241

fctk= 1 MPa s= 1.15 s= 1.15

s= 1.5 CF= 1.2 CF= 1.2

CF= 1.2 fyd= 293 MPa fywd= 175 MPa

fcd= 11 MPa as= 35 mm

fctd= 0.6 MPa max= 2.1 %

A + Bst2 - Bst1

- Bdr + Cst2

- Cst1 - Cdr

+ Dst2 - Dst1

-

SY Assus 917 1432 1118 1432 1432 1118 1432 917 603

Asjos 603 603 917 716 716 716 603 603 917

b h Asjos MRd

jos Assus MRd

sus nsw Asw s p p' pe

[mm] [mm] [mm] [kNm] [mm] [kNm] [mm] [mm] [%] [%] [%]

P A + 250 600 603 100 917 152 2 50.3 200 0.43 0.65 0.20

P Bdr + 250 500 716 98 1432 195 2 50.3 200 0.62 1.23 0.20

P Cdr + 250 600 603 100 1432 237 2 50.3 200 0.43 1.01 0.20

P Bst1 - 250 600 917 152 1118 185 2 50.3 200 0.65 0.79 0.20

P Cst1 - 250 500 716 98 1118 153 2 50.3 200 0.62 0.96 0.20

P Dst1 - 250 600 917 152 603 100 2 50.3 200 0.65 0.43 0.20

P Bst2 - 250 600 603 100 1432 237 2 50.3 200 0.43 1.01 0.20

P Cst2 - 250 500 716 98 1432 195 2 50.3 200 0.62 1.23 0.20

P Dst2 - 250 600 603 100 917 152 2 50.3 200 0.43 0.65 0.20

Geometrie si armare grinda NIVEL 1 CTC

MA

TER

IALE

ARMATURA

LONGITUDINALA BETON C12/15

ARMATURA

TRANSVERSALA

M +

M -

Nivel Sectiune


37

MEd E MEd

G VEd E VEd

G

[kNm] [kNm] [kN] [kN]

P A + 782 -67 245 -69

P Bdr + 573 -50 234 -45

P Cdr + 783 -97 245 -79

P Bst1 - -697 -77 245 77

P Cst1 - -513 -39 234 44

P Dst1 - -783 -67 245 69

P Bst2 - -567 -36 245 72

P Cst2 - -457 -28 234 43

P Dst2 - -727 -52 245 68

(p-p')/pmax


38

(

)

forta taietoare de proiectare asociata plastificarii sectiunii

deschiderea grinzii

( ) coeficient al conditiilor de lucru (conform STAS 10107-0/90)

( ) forta taietoare normalizata (conform STAS 10107-0/90)

rezistenta de calcul la intindere a betonului redusa

- proiectia orizontala normalizata a fisurii inclinate critice (conform STAS 10107-0/90)

forta taietoare capabila adimensionalizata

aria armaturii inclinate

forta taietoare capabila

gradul de asigurare structurala seismica la forta taietoare

VEd[kN]

P A +

-25.92 1.0 0.61 1.19 1.10 0 95 3.65 OK

P Bdr + 31.14 1.0 0.61 1.31 1.20 0 85 2.74 OK

P Cdr +

-21.32 1.0 0.61 1.19 1.10 0 95 4.44 OK

P Bst1 -

134.68 0.7 0.44 1.18 1.51 314 146 1.08 OK

P Cst1 - 109.01 0.7 0.45 1.25 1.57 314 134 1.23 OK

P Dst1 -

112.08 0.9 0.52 1.10 1.19 314 139 1.24 OK

P Bst2 - 129.68 0.7 0.46 1.28 1.57 314 154 1.19 OK

P Cst2 - 119.14 0.7 0.40 1.26 1.76 314 135 1.13 OK

P Dst2 -

111.08 0.9 0.52 1.23 1.32 314 149 1.34 OK

1.22

si,cr `Qeb As,i VRd R3j V

R3j V >1

3.61

1.18

Nivel Sectiune

M +

M -

mt Rt,red (medie)


39

4.CALCULUL SI

PENTRU STALPII CADRU TRANVERSAL CURENT PENTRU

NIVELUL 1 SI PARTER

Pentru determinarea gradului de asigurare structurala seismica asociat stalpilor este necesar

calculul fortei axiale normalizata din incarcarile gravitationale de lunga durata ; cu valorile

factorului se determina ductilitatea elementului, q, in functie de valoarea procentului de

indeplinere de conformare ductila elementului pentru clasa M de ductilitate (conform P100-

1/2006 capitolul 5). Valorile factorului de comportare q sunt indicate in tabelul urmator

(conform P100-3/2008 ANEXA B)

forta axiala normalizata

forta axiala din incarcari gravitationale de lunga durata

factor de comportare

In continure se prezinta calculul pentru gradului de asigurare structurala la moment incovoietor

stalpii din cadrul transversal curent la Parter si la nivelul 1.

procent de armare al armaturii pe o latura a sectiunii , al armaturii totale si

procentul de armare transversala

,

moment incovoietor, forta axiala,respectiv forta taietoare generate de actiunea

seismica considerand spectrul de raspuns elastic

,

, moment incovoietor, forta axiala, respectiv forta taietoare generate de

actiunea incarcarilor gravitationale de lunga durata (incluse in gruparile de incarcari speciale

asociate actiunii seismice)


40

fcm= 20 MPa fym= 405 MPa fywm= 241

fctk= 1 MPa s= 1.15 s= 1.15

s= 1.5 CF= 1.2 CF= 1.2

CF= 1.2 fyd= 293 MPa fywd= 175 MPa

fcd= 11 MPa as= 35 mm

fctd= 0.6 MPa max= 2.1 %

b h Aslat As

tot nsw Asw s plat ptot pe

[mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [%] [%] [%]

A 450 450 603 1608 3.41 50 250 0.323 0.861 0.152

B 500 500 603 1608 3.41 50 250 0.259 0.692 0.137

C 500 500 603 1608 3.41 50 250 0.259 0.692 0.137

D 450 450 603 1608 3.41 50 250 0.323 0.861 0.152

MEd E NEd

E VEd E MEd

G NEd G VEd

G

[kNm] [kN] [kN] [kNm] [kN] [kN]

A 610 976 320 -13 -1240 -14

B 950 16 513 9 -1373 10

C 950 -16 513 -9 -1373 -10

D 610 -976 320 13 -1240 14

BETON C12/15ARMATURA

LONGITUDINALA

ARMATURA

TRANSVERSALA OB37

MA

TER

IALE

Geometrie si armare stalp PARTER (JOS)

AX

AX

EFORTURI SEISM SY+ EFORTURI INCARCARI LD


41

forta axiala de calcul

moment incovoietor de calcul asociat comportarii inelastice

inaltimea zonei comprimate

Pentru determinarea momentului incovoietor capabil al sectiunii stalpului :

1. Se determina ( )

2. Se compara cu :

daca atunci ( )

daca atunci (

) ( )

3. Pentru se foloseste METODA GENERALA .

gradul de asigurare seismica structurala la moment incovoietor

50 %

3.ntre armturile din coluri se va prevedea, pe fiecare latur, cel puin cte o bar

intermediar (15%);15 %

4. Pentru clasa M de ductilitate, distana n seciune dintre barele consecutive aflate la

colul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 250 mm.(15%);15 %

5. Pentru clasa M de ductilitate, n zonele critice ale stlpului, distana dintre etrieri

trebuie s fie s min{b0/2; 175 mm; 8dbL} (10%);10 %

Conditii de alcatuire si detaliere - STALPI Verificare

1. Pentru clasa M de ductilitate, valorile normalizate ale forei axiale d nu vor depi

valoarea 0,55 (15%)-

2.Coeficientul de armare longitudinal total este cel puin 0,008 (15%); -

6.Coeficientul de armare transversal cu etrieri va fi cel puin 0,0035 n zona critic a

stlpilor de la baza lor, la primul nivel i 0,0025 n restul zonelor critice (10%);10 %

7. nndirile armturilor n stlpi se dezvolt pe cel puin 40 diametre, cu etrieri

ndesii pe zona de nndire (p10%).-

8. Dimensiunea minim a seciunii transversale este cel puin de 300 mm (10%). 10%


42

NEd MEd x MRd [kN] [kNm] [mm] [kNm]

A 0.60 3 2 50 % 2.5 850 231 170 150 0.65

B 0.53 3 2 50 % 2.5 1366 389 246 190 0.49

C 0.53 3 2 50 % 2.5 1380 371 248 201 0.54

D 0.60 3 2 50 % 2.5 1630 258 326 98 0.38

MRd B

= 190 kNm MRd C

= 201 kNm MRd D

= 98 kNm

b h Aslat As

tot nsw Asw s plat ptot pe

[mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [%] [%] [%]

A 450 450 603 1608 3.41 50 250 0.323 0.861 0.152

B 500 500 603 1608 3.41 50 250 0.259 0.692 0.137

C 500 500 603 1608 3.41 50 250 0.259 0.692 0.137

D 450 450 603 1608 3.41 50 250 0.323 0.861 0.152

MEd E

NEd E

VEd E

MEd G

NEd G

VEd G

[kNm] [kN] [kN] [kNm] [kN] [kN]

A 433 731 287 -39 -1016 -25

B 743 22 492 27 -1139 17

C 743 -22 492 -27 -1139 -17

D 433 -731 287 39 -1016 25

AX d q ductil q neductil % prevederi q R3j M

Geometrie si armare stalp NIVEL 1 (JOS)

Pentru stalpii din axele B,C,D s-a folosit METODA GENERALA pentru a determina momentul capabil MRd folosind

programul XTRACT (rezultatele analizei nu sunt detaliate in aceasta pagina)

AX

EFORTURI SEISM SY+ EFORTURI INCARCARI LD

AX


43

moment capabil al stalpului la Parter in sectiunea de la baza

moment capabil al stalpului la nivelul 1 in sectiunea de la baza

moment capabil negativ al grinzii peste nivelul 1

moment capabil negativ al grinzii peste nivelul 1

moment capabil al stalpului la Parter in sectiunea superioara

(

)

inaltimea libera a stalpului

forta taietoare de proiectare

gradul de asigurare seismica structurala la forta taietoare

-

NEd MEd x MRd [kN] [kNm] [mm] [kNm]

A 0.49 3 2 50 % 2.5 723 134 145 147 1.10

B 0.44 3 2 50 % 2.5 1130 324 203 188 0.58

C 0.44 3 2 50 % 2.5 1148 270 207 188 0.70

D 0.49 3 2 50 % 2.5 1308 212 262 98 0.46

MRd D

= 98 kNm

AX R3j M

d q ductil q neductil % prevederi q

Pentru stalpul din axul D s-a folosit METODA GENERALA pentru a determina momentul capabil MRd folosind programul

XTRACT (rezultatele analizei nu sunt detaliate in aceasta pagina)


44

5. CALCULUL LA NIVELUL PARTERULUI

Conform noului cod de evaluare seismica P100-3/2006 gradul de asigurare structurala la nivelul structurii se determina cu relatia:

( )

forta taietoare capabila a elementului corespunzatoare mecanismului de cedare

forta taietoare din actiunea seismica

factorul de comportare asociat elementului respectiv

Conform metodologiei de nivel 2 si tabelului 8.3 din codul P100-3 constructia analizata se incadreaza in clasa II de risc

seismic.

MRd,P jos MRd,E1

jos MRd,st gr MRd,dr

gr MRd,P sus H0 VEd fctd ' VRd

[kNm] [kNm] [kNm] [kNm] [kNm] [m] [kN] [Mpa] [kN]

A 150 147 0 100 51 2.75 73 0.71 1.79 0.81 182.208 2.49

B 190 188 -185 98 142 2.75 121 0.74 1.71 0.76 195.093 1.62

C 201 188 -161.65 100 135 2.75 122 0.74 1.71 0.76 194.686 1.59

D 98 138 -216.32 0 90 2.75 68 0.79 1.81 0.80 183.666 2.69

AX si,cr `Qeb R3j V

min(VEd ,VRd ) VEd E/q

[kN] [kN]

A 73 128.02

B 121 205.13

C 122 205.13

D 68 128.02

R3 =

AX

0.58


45

TEMA 4

Propuneti o solutie de interventie si evaluati din punct de vedere seismic performanta

structurala a constructiei consolidate utilizand METODOLOGIA DE NIVEL 1.

Pentru structura data a rezultat un grad de seismicitate R3=0.58 incadrandu-se intr-o clasa de

risc seismic gradul II. Pentru a mari gradul de asigurare structurala al constructiei se propune

o consolidare cu panouri cu contravantuiri metalice. S-a optat pentru aceasta solutie din

urmatoarele considerete :

(a) creterea substanial a rezistenei i a rigiditii structurii; (b) realizarea mai simpl a golurilor necesare pentru iluminatul natural, circulaie, n panourile n care se intervine etc.; (c) creterea masei introduse prin ataarea elementelor metalice de consolidare este mult mai mic, n raport cu alte soluii de intervenie; (d) soluia de consolidare poate fi prefabricat i astfel durata de execuie se poate reduce semnificativ.

Elementele nou-introduse se vor amplasa astfel :

Dispunere panouri contravantuiri metalice


46

Se va analiza structura nou-introdusa prin metodologia de nivel 1. In acest sens, se va folosi

un calcul aproximativ urmarind urmatoarele ipoteze: pentru o dimensionare mai rationala se

propune ca 70% din forta seismica sa fie distribuita panourilor contravantuite iar 30% cadrelor

din beton armat; incarcarile gravitationale sunt preluate de elementele verticale din beton

armat ale structurii; greutatea panourilor este neglijata; se va neglija rigiditatea montatilor din

alcatuirea panoului.

Pentru simplificarea calculelor se considera o incarcare echivalenta aproximativa :

Nivel Masa de nivel mk

(t)

6 720

5 720

4 720

3 720

2 720

1 720

CALCULUL FORTEI SEISMICE SI A FORTELOR SEISMICE DE NIVEL

Se considera un factor de comportare q=3.5 ( conform P100-3/2008 anexa F 2.2 )

( )

Nivel Inaltimea de nivel hi (m)

Forta seismica de nivel

[kN]

Forta taietoare de

nivel [kN]

5 18 1469 1469

4 15 1224 2693

3 12 979 3672

2 9 734 4406

1 6 490 4896

P 3 245 5141

In continuare se vor dimensiona contravanturile verticale pe baza ipotezelor anterioare si pe

baza prevederilor specifice elementelor din otel din P100-1/2006. Forta taietoare se imparte

intre cele doua panouri amplasate pe directie transversala.


47

( )

Sistemul de contravantuiri este unul concetric astfel incat in calcul se va considera ca forta

seismica este preluata doar de diagonala intinsa, cea comprimata fiind iesita din lucru in urma

fenomenului de flambaj.

fy fu E G

[N/mm] [N/mm] [N/mm] [N/mm]

355 510 210000 81000 0.3

PROFIL A Iy Iz iy iz

[cm2] [cm4] [cm4] [cm] [cm]

33.370496x2771.8364684397733.4 2771.8 204.9 9.1 2.5

LUNGIMI DE FLAMBAJ

my = 1 Lcr = 5.632 m

COEFICIENTI DE ZVELTETE

`l= 1.43 `l= 1.43 1.3


48

In continuare se vor evalua fortele taietoare generate de actiunea seismica in stalpi cadrelor

din beton armat si se va determina gradul de asigurare R3V

.

Nivel Forta

taietoare de nivel [kN]

Aria totala

Ac [m2]

med (N/mm2)

R3V

5 441 8 0.06 8.02

4 808 8 0.10 4.38

3 1102 8 0.14 3.21

2 1322 8 0.17 2.67

1 1469 8 0.18 2.41

P 1542 8 0.19 2.29

Pentru calculul gradului de asigurare structurala R3N

se considera ca incarcarile gravitationale

sunt preluate de cadrele din beton armat. Efectul indirect din actiunea seismica se transmite

doar la stalpii marginali. Desi stalpii care fac parte din cadrele ce includ panourile

contravantuite preiau in mod normal o forta axiala mult mai mare decat cei din restul cadrelor,

se va considera in mod simplificat ca efectul indirect se distribuie uniform la toti stalpii.

Forte axiale din incarcari gravitationale

Aaf=7.65 m2 Aaf=13.72 m2 Aaf=13.72 m2 Aaf=7.65 m2

E1

P

45

9 k

N5

51

kN

82

3 k

N

82

3 k

N

98

7 k

N

98

7 k

N

63

7 k

N5

51

kN


49

Forte axiale din efectul indirect al actiunii seismice

Valoarea maxima a eforturilor axiale normalizate se inregistreaza in stalpul marginal din axele

A si D pentru care . Conform Anexei B din P100-3, pentru stalpi valoarea

admisibila a fortei axiale normalizate de compresiune este ,rezulta ca:

29

5 k

N3

94

kN

29

5 k

N3

94

kN

17.4

MRE1

= 5140 kNm

MRP= 6854 kNm

N= 754 kN N= 823 kN N= 823 kN N= 932 kN

b= 450mm b= 500mm b= 500mm b= 450mm

h= 450mm h= 500mm h= 500mm h= 450mm

= 0.30 = 0.26 = 0.26 = 0.37

N= 945 kN N= 987 kN N= 987 kN N= 945 kN

b= 450mm b= 500mm b= 500mm b= 450mm

h= 450mm h= 500mm h= 500mm h= 450mm

= 0.37 = 0.32 = 0.32 = 0.37


50

Gradul de asigurare global pentru intreaga structura R3 este egal cu :

(

)

Structura este asigurata din punct de vedere seismic in conformitate cu metodologia de nivel1.

Descriere solutie panouri contravantuite : Cadrul metalic este format din montanti si rigle sub

forma de profile UPN220; diagonalele IPE220 sunt prinse la noduri cu sudura in adancime

prin intermediul guseelor; conlucrarea cu structura existenta se realizeaza prin intermediul

unor gujoane sudate de panou si a unor gujoane post-instalate in elemenele din beton;

suprafata elementelor din beton se buciardeaza, apoi se monteaza armatura sub forma de

freta iar in final in spatiul existent se injecteaza sub presiune un mortar necontractil.

Panou cu contravantuiri metalice


51

Panou cu contravantuiri metalice

Detaliu nod

proiect expertizare

Documents